DOCTEUR DE L’UNIVERSITE DE LILLE I Laure MAGNIER-MONIN …
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N° d’ordre : 4112
ECOLE DES MINES DE DOUAI
UNIVERSITE DES SCIENCES ET TECHNOLOGIE DE LILLE
Ecole doctorale : Sciences Pour l’Ingénieur
Spécialité : Mécanique
THESE
Pour l’obtention du grade de
DOCTEUR DE L’UNIVERSITE DE LILLE I
Présentée par
Laure MAGNIER-MONIN
TENUE EN SERVICE D’ASSEMBLAGES SOUDES EN ACIER 304L :
INFLUENCE DES CONTRAINTES RESIDUELLES
ET DU PARACHEVEMENT MECANIQUE
Soutenue le 11 décembre 2007 devant le jury composé de :
M. MESMACQUE Gérard Professeur, LML-USTL président du jury
M. AZARI Zitouni
M. LIEURADE Henri-Paul
Professeur, Université de Metz
Docteur d’état, CETIM/Senlis
rapporteur
rapporteur
M. BOMPARD Philippe
M. FAIDY Claude
Melle VAUCHER Rachel
Professeur, Ecole Centrale de Paris
Ingénieur, EDF-SEPTEN/Lyon
Docteur, ASN-DEP/Dijon
examinateur
examinateur
examinateur
M. HARIRI Saïd
M. PANIER Stéphane
Professeur, Ecole des Mines de Douai
Docteur, Ecole des Mines de Douai
directeur de thèse
co-encadrant
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Résumé
Ce travail aborde l’étude de l’influence des contraintes résiduelles et des opérations de
parachèvement mécanique sur la tenue en service d’assemblage soudés en acier inoxydable
austénitique 304L.
Les contraintes résiduelles sont déterminées sur des maquettes spécifiques brutes, soudées
et soudées-arasées. Des essais de fatigue sont menés sur chaque configuration pour évaluer
l’influence de ces paramètres sur la durée de vie, et pour évaluer leur évolution au cours du
cyclage.
On montre dans ce travail que la géométrie du cordon de soudure à l’état brut entraîne
une concentration de contraintes néfaste à la tenue en service. L’opération d’arasage génère des
contraintes résiduelles de traction en peau relativement élevées mais améliore la tenue en service
par l’atténuation de l’effet d’entaille.
Les résultats de fatigue sont corrélés avec les courbes de conception dans le domaine
nucléaire. Les facteurs de correction permettent d’évaluer la durée de vie de structures à partir de
résultats obtenus sur éprouvettes lisses.
Mots-clés
Contraintes résiduelles, fatigue, parachèvement mécanique, acier inoxydable, assemblage soudé.
Summary
This study focuses on the influence of residual stresses and surface mechanical finishing
on lifetime of stainless steel 304L welded structures.
Residual stresses are determined on specific specimens of three types : base-metal, as-
welded and ground-welded specimens. Each type is submitted to fatigue tests in order to assess
the influence of these parameters on the lifetime, and to determine their evolution.
The experiments show that an important surface stress concentration is located in the
weld root of as-welded structures, which has a negative effect on the fatigue life. The grinding
operation generates high-level surface residual stresses but the lifetime is higher thanks to the
reduction of the notch effect.
The fatigue test results are compared to the nuclear industry best-fit S-N curves. This
enables the determination of correction factors related to fatigue test results of polished
specimens, and to assess the lifetime of structures.
Key words
Residual stresses, fatigue, surface mechanical finishing, stainless steel, welded structure.
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Remerciements
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Remerciements
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Ce travail est arrivé à son terme grâce à l’aide généreuse que j’ai reçue de la part de
nombreuses personnes, et plus particulièrement l’équipe « matériaux métalliques » du
département Technologie des Polymères et Composites & Ingénierie Mécanique, de l’Ecole des
Mines de Douai.
En premier lieu, je citerais mon directeur de thèse, Saïd Hariri, qui m’a aidée à orienter
mes premiers choix professionnels vers le monde de la mécanique et de la recherche, ainsi que
mon collègue et encadrant, Stéphane Panier, pour son implication et son soutien dans les
moments difficiles.
Je remercie Gérard Mesmacque d’avoir présidé le jury de thèse. Messieurs Zitouni Azari
et Henri-Paul Lieurade, en tant que rapporteurs, m’ont offert une lecture juste et pertinente de ce
rapport. Je les remercie pour leurs remarques et leur soutien. J’associe à ces remerciements les
autres membres du jury : Philippe Bompard qui a eu l’amabilité d’accepter l’invitation, Claude
Faidy dont j’ai apprécié durant ces quatre années la verve et la franchise, et Rachel Vaucher qui
m’a tracé la voie à Douai, et bientôt à Dijon.
Ensuite je souhaite remercier l’ensemble de mes collègues et plus particulièrement, Daniel
Zakrzewski grâce à qui les essais de fatigue ont pu avoir lieu, Anne Mouftiez et Patrick Flahaut,
pour leur oreille attentive sur toutes les questions de métallurgie. Je remercie Jean-Claude Depret,
Bernard Pauchet et les collègues du Centre Commun d’Usinage qui m’ont apporté une aide
précieuse pour toute la partie expérimentale de ma thèse.
Je suis également reconnaissante envers toutes ces personnes, auxquelles j’associe
Danielle Corneil, Dominique Rémy, Gérard Bourse, Hervé Demouveau et Philippe Le Grognec,
d’avoir participé un peu plus qu’à l’habitude aux événements liés à la vie de l’option Ingénierie
Mécanique, pour me permettre d’achever l’écriture de mon rapport de thèse.
Enfin je pense à mon mari, ma famille et mes amis qui m’ont encouragée jusqu’au bout de
cette expérience, dont je garderai toujours un excellent souvenir.
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Table des matières
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Table des matières
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TABLE DES MATIERES....................................................................................................9
INTRODUCTION GENERALE...................................................................................... 13
Contexte scientifique et industriel.................................................................................................................15 Objectif de l’étude ...........................................................................................................................................17 Plan du mémoire..............................................................................................................................................18
CHAPITRE I : ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE .............................................................. 19
INTRODUCTION..................................................................................................................... 21
I. 1. PRESENTATION DU MATERIAU.................................................................................. 21
I. 2. SOUDAGE DES ACIERS INOXYDABLES AUSTENITIQUES .....................................24 I. 2. 1. Structure d'une soudure en acier inoxydable austénitique............................................................24 I. 2. 2. Problèmes rencontrés lors du soudage des aciers austénitiques..................................................26
I. 3. COMPORTEMENT EN FATIGUE..................................................................................29 I. 3. 1. Représentation du comportement en fatigue .................................................................................29 I. 3. 2. Comportement en fatigue isotherme de joints soudés..................................................................34 I. 3. 3. Comportement en fatigue thermique de joints soudés .................................................................36
I. 4. CONTRAINTES RESIDUELLES .....................................................................................40 I. 4. 1. Définition .............................................................................................................................................40 I. 4. 2. Les contraintes résiduelles issues du procédé de soudage ............................................................43 I. 4. 3. Méthodes de détermination des contraintes résiduelles................................................................46 I. 4. 4. Relaxation des contraintes résiduelles..............................................................................................59
I. 5. CONCLUSION DU CHAPITRE I.....................................................................................60
CHAPITRE II : DEMARCHE EXPERIMENTALE....................................................... 61
INTRODUCTION.....................................................................................................................63
II. 1. CARACTERISATION DU MATERIAU ..........................................................................64 II. 1. 1. Analyse chimique par spectrométrie à étincelage .........................................................................64 II. 1. 2. Essais mécaniques .............................................................................................................................64 II. 1. 3. Rugosité...............................................................................................................................................64 II. 1. 4. Dureté..................................................................................................................................................65 II. 1. 5. Métallographie....................................................................................................................................66 II. 1. 6. Observations en microscopie électronique ...................................................................................66
II. 2. DETERMINATION DES CONTRAINTES RESIDUELLES .......................................66 II. 2. 1. Analyse des contraintes résiduelles par diffraction des rayons X ..............................................66 II. 2. 2. Profils de contraintes résiduelles.....................................................................................................68
II. 3. OPERATION D’ARASAGE..............................................................................................70
II. 4. ESSAIS DE FATIGUE ......................................................................................................72 II. 4. 1. Réalisation des maquettes d’essai ....................................................................................................75 II. 4. 2. Mise en œuvre des essais de fatigue................................................................................................78
II. 5. PROGRAMME EXPERIMENTAL..................................................................................79
CONCLUSION DU CHAPITRE II ..........................................................................................82
Table des matières
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CHAPITRE III : RESULTATS EXPERIMENTAUX......................................................83
INTRODUCTION.....................................................................................................................85
III. 1. CARACTERISATION DES MAQUETTES....................................................................85 III. 1. 1. Composition chimique....................................................................................................................85 III. 1. 2. Propriétés mécaniques.....................................................................................................................86 III. 1. 3. Observations métallographiques ...................................................................................................87 III. 1. 4. Mesure de la température lors du meulage ..................................................................................89 III. 1. 5. Rugosité .............................................................................................................................................90 III. 1. 6. Vérification dimensionnelle............................................................................................................91
III. 2. CONTRAINTES RESIDUELLES..................................................................................93 III. 2. 1. Maquettes brutes ..............................................................................................................................93 III. 2. 2. Maquettes soudées-arasées .............................................................................................................96 III. 2. 3. Maquettes soudées ...........................................................................................................................99
III. 3. PROFILS DE CONTRAINTES RESIDUELLES ........................................................ 103
III. 4. RESULTATS DES ESSAIS DE FATIGUE................................................................... 105 III. 4. 1. Maquettes brutes ........................................................................................................................... 107 III. 4. 2. Maquettes soudées-arasées .......................................................................................................... 108 III. 4. 3. Maquettes soudées ........................................................................................................................ 112 III. 4. 4. Propagation de fissure sur maquette soudée ............................................................................ 116
CONCLUSION DU CHAPITRE III........................................................................................119
CHAPITRE IV : ANALYSE ET SYNTHESE.................................................................121
INTRODUCTION................................................................................................................... 123
IV. 1. SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE.............................................................................. 123
IV. 2. SYNTHESE DES RESULTATS EXPERIMENTAUX................................................. 123 IV. 2. 1. Contraintes résiduelles.................................................................................................................. 123 IV. 2. 2. Essais de fatigue ............................................................................................................................ 125
IV. 3. DISCUSSIONS ............................................................................................................... 127 Evaluation de la durée de vie...................................................................................................................... 127 Comparaison avec les courbes de design.................................................................................................. 130 Coefficients de correction ........................................................................................................................... 132
CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES ..................................................... 135
Conclusion générale ..................................................................................................................................... 137 Perspectives de l’étude................................................................................................................................. 138
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES.........................................................................141
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Introduction générale
- 14 -
Introduction générale
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Contexte scientifique et industriel
Parmi les incidents industriels liés au phénomène de fatigue, la fuite d’eau détectée sur le
circuit de Refroidissement du Réacteur à l’Arrêt (RRA) de la centrale nucléaire de Civaux en 1998
a été l’un des plus étudiés en France ces dernières années.
Cette fuite a été détectée dans une zone de mélange de fluides chaud et froid ; le circuit
RRA assure le refroidissement du combustible présent dans la cuve du réacteur, lors des phases
d’arrêt du réacteur. Comme le circuit RRA est constitué de deux voies indépendantes et
redondantes, la voie incriminée a été isolée, et le refroidissement du réacteur assuré par la
deuxième voie.
Figure 1 : Schéma du coude (incident de Civaux)
Après investigation, les expertises ont mis en évidence (Figure 1) :
- une fissure traversante dans un coude en acier 304L de 25 cm de diamètre et 9,3 mm
d'épaisseur. La fissure s'est propagée dans la soudure longitudinale extrados. Elle a atteint une
longueur de 180 mm en peau externe et 250 mm en peau interne du coude,
- deux réseaux de faïençage thermique, situés de part et d'autre de la soudure, en peau
interne, au voisinage du té de mélange et du coude,
- une autre fissure de taille importante dans la soudure circonférentielle du té de mélange
avec le coude.
Cette fissuration a été attribuée à un phénomène de fatigue thermique : la branche chaude
était à une température de 170°C, tandis que la branche froide n'était qu'à 25°C. Le coude, qui
présentait une soudure longitudinale, était dans la zone de mélange. Des simulations
expérimentales et numériques ont montré que le fluide subissait des variations de température
importantes dans la zone de mélange. Les variations de température du matériau constituant le
coude étaient de l'ordre de 150°C maximum, et sont à l'origine de l'amorçage en fatigue
thermique.
Fluide froid
Fluide
chaud
Fissure traversante (180 mm)
Zones de
faïençage
Seconde
fissure
Introduction générale
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Figure 2 : Modification de l'architecture du circuit RRA
La conception même du circuit RRA a été remise en cause : sa géométrie a été modifiée
pour diminuer les fluctuations de température (Figure 2). Le té de mélange en amont du coude,
présentant une soudure longitudinale, a été remplacé par une longue manchette droite sans
soudure, introduite en aval du té de mélange. Ainsi la zone turbulente de mélange des fluides ne
sollicite plus que des portions droites de tuyauterie, exemptes de soudure (le coude et la soudure
représentant des facteurs de risque). Les autres zones de mélange du RRA ont été modifiées dans
le même esprit.
Après l'analyse de cet incident, il a été procédé au remplacement des circuits RRA de
même type déjà en service (Civaux 1, Chooz 1 et Chooz 2). Des programmes complémentaires
de contrôle sur les autres centrales REP existantes ont été entrepris, et l’autorité de sûreté
nucléaire française a demandé l'instruction d'un dossier sur les DOMmages des ZOnes de
MElange (DOMZOME).
Pour répondre à cette problématique, des études et recherches ont été entreprises par
EDF, le CEA, FRAMATOME, ainsi que diverses universités et écoles. Ce dossier comporte trois
volets principaux. Une partie matériau porte sur la fatigue à grand nombre de cycles et les
spécificités de la fatigue thermique pour les aciers inoxydables austénitiques. La deuxième partie
s'intéresse à l'aspect thermo-hydraulique des zones de mélange. La troisième partie aborde la prise
en compte des chargements propres aux zones de mélange et la propagation de réseaux de
fissures.
En termes de recherche, ceci a contribué au développement important de différentes
branches et disciplines scientifiques, mécanique de la rupture, fatigue, aéraulique, matériau,
hydrodynamique…
Introduction générale
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Objectif de l’étude
Dans le cadre d’une recherche industrielle, en collaboration avec EDF et la Direction des
Equipements sous Pression nucléaires, cette étude porte sur le premier volet du dossier
DOMZOME. Elle a pour but de déterminer l'influence de certains paramètres pertinents sur la
tenue en service de structures soudées en acier inoxydable 304L, soumises à un chargement
thermique (∆T ≈ 100°C en peau) et de pression (à grand nombre de cycles, environ 106 cycles).
Les principaux paramètres de l'étude sont :
- la présence de la soudure,
- le parachèvement de la soudure,
dans la mesure où ils interviennent pour l'état métallurgique, les états de surface et les contraintes
résiduelles.
Le soudage est un moyen d’assemblage largement utilisé dans les structures métalliques.
Il nécessite une attention particulière pour préserver l’intégrité des structures. Les soudures
peuvent constituer un point faible car elles génèrent des modifications des états de surface
(discontinuités géométriques et structurales) qui peuvent jouer un rôle sur la tenue en service des
structures.
Dans le domaine des équipements sous pression de type chaudières nucléaires, les
normalisations et réglementations en vigueur imposent le contrôle et la vérification des
opérations de soudage et des structures soudées.
Des opérations de parachèvement comme l’arasage et le polissage sont souvent utilisées
en préparation et/ou en finition. Elles peuvent générer des modifications des états de surface et
de structure.
Les zones de soudure, arasées ou non, sont notamment le siège de contraintes résiduelles
souvent très élevées, d’origine thermique, métallurgique et mécanique. Ces contraintes résiduelles,
néfastes ou bénéfiques à la tenue en service des structures, peuvent jouer un rôle non négligeable
dans l’endommagement des équipements.
Pour des raisons de sécurité et de fiabilité, et afin d'améliorer la tenue en service des
structures, il est donc fondamental de maîtriser les différents phénomènes et modifications
entraînées par les opérations de soudage et de parachèvement.
L'objectif de cette étude est de contribuer à la compréhension du phénomène complexe
de la fatigue thermomécanique sur une structure tubulaire en acier inoxydable 304L, en présence
de contraintes résiduelles dues aux opérations de soudage et de parachèvement type arasage.
Introduction générale
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Plan du mémoire
Ce mémoire est composé de quatre parties.
Il débute par une analyse bibliographique qui permet de faire le point sur le matériau, son
comportement au soudage et en fatigue thermomécanique. Les contraintes résiduelles sont
abordées par leur genèse, notamment lors des opérations de soudage et de parachèvement
mécanique, leur relaxation mécanique ainsi que leurs méthodes de mesures.
La deuxième partie est consacrée à la démarche expérimentale. Elle présente les
procédures et les moyens expérimentaux mis en place (techniques de caractérisation des
matériaux, techniques d’obtention des maquettes, méthodes de détermination des contraintes
résiduelles). La campagne d’essais de fatigue est détaillée, avec les paramètres de contrôle et
d’arrêt des essais.
La troisième partie présente les principaux résultats expérimentaux obtenus sur des
maquettes de géométrie annulaire, avec ou sans soudage, la soudure ayant été arasée ou non. La
relaxation mécanique des contraintes résiduelles et le comportement en fatigue des maquettes
sont étudiés dans cette partie. De plus, une étude spécifique est consacrée à la vitesse de
propagation de fissure sur une maquette soudée.
Enfin la dernière partie est consacrée à l’analyse et la synthèse des résultats. Elle reprend
les principaux résultats obtenus et les compare aux courbes de conception d’usage dans le
domaine nucléaire. Les facteurs de correction sont définis pour permettre le passage éprouvette-
structure.
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Chapitre I : Etude bibliographique
- 20 -
Chapitre I : Etude bibliographique
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I. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
Introduction
Notre étude porte principalement sur la tenue en service de structures tubulaires soudées
sous chargement thermique et/ou mécanique. Les opérations de soudage et de parachèvement,
associées au choix du matériau, jouent un rôle prépondérant dans les phénomènes observés.
Cette étude bibliographique est décomposée en 3 principales parties.
Dans un premier temps, on introduira les notions principales nécessaires à la
connaissance du matériau et de son comportement au soudage. En ressortiront les principales
caractéristiques chimiques, métallurgiques et mécaniques pouvant influencer la tenue en service.
La soudure influence la tenue en service par son mode d’élaboration, sa géométrie, ses défauts
etc.
L’étude du rôle et de l’influence des états de surface et contraintes résiduelles font partie
intégrante de cette étude. L’étude bibliographique abordera aussi bien la genèse des contraintes
résiduelles que leurs modes de détermination expérimentale.
Les sollicitations étudiées sont de type cyclique, pouvant mener à une fatigue à plus ou
moins grand nombre de cycles. Une partie bibliographique de ces phénomènes couplés au
matériau étudié clôturera cette étude bibliographique.
I. 1. Présentation du matériau
Dans le domaine des équipements sous pression, et plus spécifiquement pour la
production d’énergie électrique, on emploie couramment les aciers inoxydables austénitiques. Ces
derniers présentent de très bonnes propriétés mécaniques couplées à une bonne résistance à la
corrosion et à la fissuration sous contrainte.
Cette étude est réalisée avec la nuance d'acier inoxydable austénitique X2 Cr Ni 18-9
(AISI 304L). La composition chimique ainsi que les caractéristiques mécaniques de cette nuance
d'acier sont données en fonction de la température dans les tableaux 1 à 3.
Désignation AISI Désignation
NF EN 10088-1 C Mn Si
P max
S Cr Ni N
304L X2CrNi18-9 ≤0,030 ≤2,00 ≤1,00 0,045 ≤0,015 17,50 à 19,50 8,00 à 10,00 ≤0,11
Tableau I.1: composition chimique à la coulée des tôles et bandes pour usage général [NF88]
Kv (J, > 10 mm ép.) Rp0,002 (MPa) R p0,01 (MPa) Rm (MPa) Allongement (%)
Long. Tr. 200 240 500 à 650 45 90 60
Tableau I.2 : caractéristiques mécaniques à température ambiante des tôles et bandes [NF88]
Chapitre I : Etude bibliographique
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Température (°C) Rp0,002 (MPa) Rp0,01 (Mpa) 100 147 181 150 132 162 200 118 147 250 108 137 300 100 127 350 94 121 400 89 116 450 85 112 500 81 109 550 80 108
Tableau I.3 : limites élastiques en fonction de la température des tôles et bandes [NF88]
Le Tableau I.4 reprend les principales grandeurs physiques des aciers inoxydables
austénitiques en fonction de la température.
Température (°C)
Module de
Young (MPa)
Module de
Coulomb G
(103 MPa)
Coefficient de Poisson
Densité
Résistivité électrique
ρρρρ (µµµµΩΩΩΩ.cm)
Coefficient de
dilatation
αααα (10-6.°C-1)
Capacité thermique massique
Cp (J.kg-1.K-1)
Conductivité
thermique λλλλ (W.m-1.K-1)
-196 208000 55 136 -184 13,3 -129 13,9 -78 65 14,8 408 -18 15,7 0 7,9
20 193000 79 0,279 72 444 14,6 100 191000 75 0,284 7,9 16 15,9 200 183000 72 0,29 85 16,5 522 17,8 300 168000 17 18,8 400 148000 64 0,303 98 18 538 20,5 500 128000 18 21,5 600 54 0,316 111 18,5 547 23,0 800 50 0,329 120 19 564 25,1
1000 0,342 20
Tableau I.4 : données physiques en fonction de la température pour les aciers inoxydables austénitiques [TIM32]
Propriétés et classement des aciers inoxydables austénitiques [NF88] [CAS68]
Pour rappel, le chrome et le nickel sont les principaux éléments alliés au fer, dans la
composition des aciers inoxydables austénitiques. La structure de ces aciers est une austénite γ
(phase gamma amagnétique) avec présence éventuelle d'une phase ferritique δ (delta) résiduelle.
L'austénite métastable peut se transformer en martensite par déformation plastique et/ou
refroidissement à basse température. La stabilité de l'austénite peut être augmentée par addition
d'éléments gammagènes : carbone, nickel, manganèse, azote, cuivre...
Chapitre I : Etude bibliographique
- 23 -
Les aciers austénitiques possèdent une bonne résistance à la corrosion en général. Ils ne
présentent pas de durcissement après traitement thermique ; leurs caractéristiques mécaniques
peuvent être augmentées par addition d'azote ou par déformation à froid.
Ces aciers sont en général livrés à l'état hypertrempé : ils ont subi un réchauffage à
environ 1050°C (mise en solution des carbures de chrome) puis un refroidissement rapide à l'air
ou à l'eau (pour empêcher la précipitation des carbures de chrome).
Si les aciers sont refroidis lentement après traitement thermique ou soudage (par exemple
pour les fortes épaisseurs), des carbures de chrome précipitent aux joints de grains dans un
intervalle critique de température compris approximativement entre 600°C et 800°C. Ceci peut
conduire à la corrosion intergranulaire au contact d'acides et d'autres milieux corrosifs.
Les aciers austénitiques ont une bonne soudabilité associée à une bonne résilience à basse
température, et une bonne sécurité vis-à-vis du risque de rupture fragile, ce qui justifie leur emploi
dans le domaine des équipements sous pression.
Selon la teneur en carbone et les éléments d'addition, les aciers austénitiques se classent
de la façon suivante :
- aciers austénitiques sans molybdène : ces nuances sont très utilisées car elles assurent un
bon compromis coût - résistance à la corrosion,
- aciers austénitiques au molybdène : le molybdène améliore la résistance à la corrosion
par piqûres (en présence de chlorures),
- aciers austénitiques à très bas carbone : une teneur en carbone inférieure à 0,03% permet
d'éviter la corrosion intergranulaire car le carbone reste en solution solide et ne se combine pas
avec le chrome pour former des carbures de chrome,
- aciers austénitiques stabilisés : l'addition de titane et/ou niobium empêche la
précipitation des carbures de chrome consécutive à une opération de traitement thermique et/ou
à des procédés de soudage. Ces aciers présentent en outre de bonnes caractéristiques mécaniques
jusqu'à 600°C,
- aciers super austénitiques : des teneurs enrichies en nickel et azote procurent une
structure entièrement austénitique à ces aciers initialement enrichis en chrome et molybdène, ce
qui leur confère une excellente résistance à la corrosion dans un environnement agressif.
En résumé, voici les principales propriétés des aciers inoxydables austénitiques :
- ductilité et résilience importantes, y compris à basse température,
- acier facilement écrouissable sans fragilité,
- pas de limite élastique,
- léger fluage à température ambiante,
- bonne résistance mécanique à chaud,
- bonne soudabilité,
- faible conductivité thermique,
- coefficient de dilatation élevé.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 24 -
I. 2. Soudage des aciers inoxydables austénitiques
Les aciers inoxydables austénitiques sont particulièrement adaptés au soudage, ce qui
justifie leur place prépondérante dans les constructions chaudronnées en acier inoxydable. D'une
manière générale, le soudage des aciers austénitiques ne nécessite ni préchauffage, ni précaution
de refroidissement, ou de traitement thermique ultérieur. En effet ces aciers étant austénitiques à
toute température, ils ne manifestent pratiquement pas de transformation métallurgique lors du
soudage, et les propriétés mécaniques des joints sont comparables à celles du métal de base.
I. 2. 1. Structure d'une soudure en acier inoxydable austénitique
D'une façon générale, les aciers inoxydables austénitiques sont des alliages dont la teneur
en nickel est suffisante pour qu'ils soient purement austénitiques en-dessous d'environ 1050°C.
Toutefois les soudures de ces aciers possèdent généralement, après refroidissement jusqu'à la
température ambiante, une structure mixte austénite-ferrite différente de la structure entièrement
austénitique du métal hypertrempé.
Le diagramme fer-chrome-nickel de la Figure I.1 nous montre qu'au-delà de cette
température, la structure traverse un domaine dans lequel la ferrite delta existe en proportion
importante. La régression de cette ferrite en austénite n'est complète que si le refroidissement est
assez lent pour que le métal séjourne un certain temps dans le domaine de température où cette
régression est rapide.
Figure I.1 : coupe verticale à 18% de chrome du diagramme
d'alliages Fe-Cr-Ni à très bas carbone [CAS68]
Dans le cas des soudures, le refroidissement est relativement rapide ; il peut donc
subsister à la température ambiante une quantité de ferrite résiduelle qui est l'image de la
Chapitre I : Etude bibliographique
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proportion plus élevée qui existait à haute température. Cette teneur en ferrite résiduelle dépend
de la composition du métal d'apport. Elle est d'autant plus importante que le refroidissement est
plus rapide dans le domaine de température supérieur à 1250°C.
La structure d'une soudure après refroidissement complet dépend de la quantité de ferrite
qui existait à température très élevée, et par conséquent des proportions relatives en éléments
gammagènes et alphagènes.
La présence d'éléments gammagènes élargit le domaine d'existence de l'austénite (carbone,
nickel, azote, manganèse, cuivre), et les éléments alphagènes le domaine d'existence de la ferrite
(chrome, silicium, molybdène, tungstène, titane et niobium).
L'austénite est plus riche en éléments gammagènes et la ferrite en éléments alphagènes.
Le diagramme de Schaeffler (Figure I.2) rassemble des données sur l'influence
quantitative de ces éléments sur la structure, et en particulier sur la proportion de ferrite dans la
soudure.
Figure I.2 : zones de fragilité au soudage des aciers inoxydables - diagramme de Shaeffler [TIM41]
En ordonnée, on porte l'"équivalent nickel" représentatif des éléments gammagènes, et en
abscisse l'"équivalent chrome", représentatif des éléments alphagènes. La position du point
représentatif ainsi défini permet de prévoir la structure du métal déposé et sa teneur en ferrite.
304L
Chapitre I : Etude bibliographique
- 26 -
Les aciers inoxydables austénitiques correspondent à la zone où l'équivalent nickel est
supérieur à 8% et l'équivalent chrome supérieur à 16%.
I. 2. 2. Problèmes rencontrés lors du soudage des aciers austénitiques
Malgré leur bonne adaptation au soudage, des endommagements peuvent apparaître lors
des opérations de soudage des aciers inoxydables austénitiques [CAS68] [MAN77].
Fissuration à chaud
Les aciers inoxydables austénitiques sont particulièrement sensibles au problème de
fissuration à chaud. Les contraintes de soudage sont plus importantes pour ces aciers qui ont un
plus grand coefficient de dilatation thermique et une plus grande résistance mécanique à chaud.
Cette fissuration s’initie au joint cristallin de la structure de solidification, pendant le
refroidissement de la soudure, à des températures supérieures à 1200°C, suite à des phénomènes
de ségrégation.
La ségrégation est un phénomène d'hétérogénéité chimique intervenant lors du
refroidissement des soudures (enrichissement des joints cristallins en éléments d'alliage et
impuretés). Le métal fondu a alors une structure de solidification dendritique. La ségrégation
entraîne la présence d'un film interdendritique à bas point de fusion (enrichi en éléments
abaissant la température de solidification) qui prive la structure de cohésion lors de l'apparition
des contraintes de retrait au refroidissement.
Pour éviter cette fissuration à chaud, il faut veiller à limiter les teneurs en éléments
nuisibles et choisir un métal d'apport à tendance ferritique suffisante (1 à 8%).
En effet les éléments d'addition néfastes et les impuretés sont plus solubles dans la ferrite,
ainsi la formation d'un film interdendritique à bas point de fusion peut être évitée.
De plus à haute température, la ferrite est moins résistante que l'austénite et permet la
relaxation des contraintes de retrait.
Enfin la structure austéno-ferritique est plus fine qu'une structure austénitique basaltique
grossière. Plus la structure contient de joints de grains, moins il y a de risques de formation de
films continus et fusibles.
Formation de soufflures dans le cordon
Comme c'est le cas pour tous les métaux, il existe des conditions susceptibles de favoriser
la formation de soufflures dans les cordons de soudure en acier inoxydable austénitique.
L'oxygène, et surtout l'hydrogène, en sont les principaux responsables, du fait de leur plus grande
solubilité dans le métal liquide que dans le métal solidifié.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 27 -
La mise en œuvre nécessite donc de protéger les bains de soudure de l'air ambiant et de
l'humidité, à l'endroit et à l'envers, de décalaminer les bords à souder avant la fusion, et de
n'utiliser des protections que modérément chargées en hydrogène.
Fragilisation par formation de composés intermétalliques du type sigma
Les aciers inoxydables austénitiques ont une bonne résistance mécanique à chaud.
Toutefois dans des domaines de température d'utilisation élevée, des composés intermétalliques
de type sigma sont susceptibles de s'y former, ainsi que dans leurs soudures. On les nomme
"phase sigma" bien qu'ils puissent contenir des proportions notables d'autres éléments que le fer
et le chrome.
Les phases sigma sont dures et fragiles ; leur apparition en quantité importante a pour
effet de diminuer la ductilité du métal, c'est-à-dire son allongement et sa résilience, et d'augmenter
sa dureté. On cherche donc à limiter l'apparition des phases sigma dans les aciers austénitiques et
leurs soudures.
Ces composés se forment dans une soudure en acier austénitique dans des conditions
thermiques, analytiques et structurales précises.
Les conditions thermiques sont un maintien de la structure pendant une longue durée
dans un domaine de température compris entre 600 et 900°C. Les conditions analytiques sont la
présence dans l'acier d'éléments alphagènes en proportion importante tels que le chrome.
Enfin la structure particulière des soudures peut faciliter la formation de composés
intermétalliques dans des aciers de composition telle que ces composés n'apparaîtraient pas dans
le même alliage forgé et hypertrempé. La ségrégation à la solidification peut élever localement la
concentration en éléments alphagènes, et rendre possible la formation de composés
intermétalliques de type sigma sans nécessiter une longue diffusion. Ceci est particulièrement vrai
dans les soudures austéno-ferritiques, car la ferrite delta est plus riche en éléments alphagènes que
l'austénite. De plus les vitesses de diffusion sont plus élevées dans la ferrite que dans l'austénite.
La corrosion
Les soudures en aciers inoxydables austénitiques sont susceptibles de subir plusieurs types
de corrosion : la corrosion galvanique, la corrosion intercristalline et la corrosion sous tension.
La corrosion galvanique se rencontre en milieu humide qui joue le rôle d'électrolyte : si
le métal fondu (surface faible) est anodique par rapport au métal de base (en raison d'une
composition ou d'une structure différentes), l'ensemble forme un couple galvanique et la soudure
peut se dissoudre électrochimiquement. Pour empêcher la formation de pile, il faut utiliser un
métal d'apport légèrement plus riche en chrome pour compenser l'influence éventuelle de la
différence de structure.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 28 -
La corrosion intercristalline ou intergranulaire s’explique par le mécanisme suivant :
le carbone contenu dans les aciers inoxydables austénitiques hypertrempés est maintenu en
solution instable aux températures inférieures à 900°C environ. Lorsque ces aciers sont
réchauffés ensuite dans un domaine de température compris entre 500 et 800°C (traitement de
sensibilisation), il peut se produire une précipitation intergranulaire de carbures de chrome, qui
entraîne un appauvrissement en chrome des zones adjacentes aux joints de grains. Cet
appauvrissement local peut conduire à une diminution importante de la résistance à la corrosion,
en particulier dans des milieux acides. Il entraîne le déchaussement des grains du métal et sa
désagrégation rapide.
Dans un assemblage soudé, il existe une zone située à une certaine distance du cordon qui
a été portée dans le domaine de température où la sensibilisation a lieu. Entre cette zone et le
métal fondu se trouve une région portée à des températures élevées où les carbures ne précipitent
pas et/ou la diffusion est assez rapide pour que l'appauvrissement local ne se produise pas.
La corrosion intercristalline des assemblages soudés peut être évitée de plusieurs façons :
- avec un traitement de stabilisation (pour la structure entière) à une température
comprise entre 900 et 1150°C, suivi d'un refroidissement rapide à l'air ou à l'eau. Ce traitement,
appelé hypertrempe, a pour effet de remettre en solution les carbures précipités et d'éviter toute
précipitation ultérieure,
- avec l’emploi d’aciers inoxydables austénitiques dont la teneur en carbone est assez
faible (<0,03% pour une nuance 18-10) pour que les carbures ne précipitent pas en quantité
suffisante pour rendre la sensibilisation possible pendant le soudage,
- un dernier moyen consiste à utiliser des aciers inoxydables austénitiques à teneur en
carbone moyenne ou basse, stabilisée par ajout de titane ou de niobium. Ces deux éléments ont la
propriété de former à température élevée des carbures peu solubles. Si ces composants sont
présents dans le métal en quantité suffisante, la majeure partie du carbone se trouve fixée sous
forme de carbures ou carbo-nitrures de titane ou niobium. Alors cet élément n'est plus disponible
pour former des carbures de chrome dans le domaine de température où la sensibilisation des
aciers non-stabilisés se produit.
La corrosion sous contrainte est un type de corrosion qui peut affecter les aciers
inoxydables austénitiques soumis simultanément à une contrainte de traction et à une attaque par
des solutions chlorurées. Ce type de corrosion est transgranulaire et peut conduire à la
destruction rapide du métal par fissuration, sans perte sensible de matière.
Ce type de corrosion n'est pas spécifique des assemblages soudés, mais la soudure peut
jouer un rôle indirect en créant des contraintes résiduelles qui augmentent le risque en s'ajoutant
aux contraintes de service, ou en créant une zone dont le comportement vis-à-vis de la corrosion
sous tension est différent de celui du métal de base.
L'état de surface peut jouer un rôle important : le sablage ou le grenaillage, par exemple,
améliore la résistance par création en surface de contraintes de compression. A l'inverse, les
Chapitre I : Etude bibliographique
- 29 -
procédés de finition des produits susceptibles de faire apparaître des contraintes de tension
peuvent participer au phénomène de corrosion sous contrainte.
La structure du métal joue aussi un rôle important. Les métaux austéno-ferritiques
résistent mieux que les austénites pures. On constate par exemple une amélioration lorsqu'une
proportion importante d'austénite a été transformée en martensite par écrouissage. Les soudures
en acier à 18% de chrome et 10% de nickel sont un autre exemple : pourvu qu'elles contiennent
une quantité de ferrite assez importante, elles résistent mieux à la corrosion sous tension que le
métal de base.
La contrainte limite de fissuration étant directement proportionnelle à la limite élastique,
tout ce qui améliore les caractéristiques mécaniques peut amener une amélioration de la tenue à la
fissuration sous contrainte. Dans les exemples cités ci-dessus, la ferrite et/ou la martensite issue
de l'austénite écrouie jouent ce rôle et permettent d’augmenter cette contrainte limite.
I. 3. Comportement en fatigue
Les structures qui font l’objet de cette étude sont soumises à des chargements cycliques
de types mécanique et thermique. A ces chargements de service s’ajoutent des champs de
contraintes initiales provenant de la fabrication et des procédés d’assemblage.
La fatigue thermique et thermomécanique fait l’objet d’une bibliographie relativement
abondante. Dans ce qui suit, on rappellera les principes de base nécessaires à la compréhension
de cette étude et on reviendra sur quelques résultats dans le domaine.
I. 3. 1. Représentation du comportement en fatigue
Généralités
Le comportement en fatigue d'un matériau peut être représenté par la courbe de Wöhler
(courbe S-N) exprimant l'amplitude de contrainte en fonction du nombre de cycles à rupture N.
Cette courbe présente 3 zones distinctes (Figure I.3) :
- la zone AB, dite zone de fatigue oligocyclique, caractérisée par des déformations
plastiques et une durée de vie faible,
- la zone BC, dite zone de fatigue limitée, caractérisée par une augmentation de la durée
de vie avec la diminution de l'amplitude de contrainte,
- la zone CD, dite zone de fatigue illimitée où des niveaux de contraintes inférieurs à la
limite de fatigue n’engendrent jamais de rupture.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 30 -
Figure I.3 : courbe de Wöhler théorique
Dans le domaine de la fatigue limitée, la courbe S-N à température ambiante peut être
représentée par la relation de Bastenaire :
da BN σσ += − 21
où B est un coefficient dépendant du matériau,
σa l’amplitude de contrainte appliquée,
N le nombre de cycles à rupture,
σd une constante équivalente à la limite de fatigue.
L'effet de contrainte moyenne n'étant pas pris en compte par cette formule, il est possible
d'appliquer un coefficient correcteur qui permet de réduire la contrainte admissible en cas de
contrainte moyenne non-nulle.
Les courbes S-N de la Figure I.4 et de la Figure I.5 ont été établies par Jaske et O’Donnell
en 1977, en réunissant les résultats expérimentaux d'essais de fatigue réalisés uniquement sur des
éprouvettes lisses et sans défauts, menées jusqu'à rupture [JAS77].
Domaine d’endurance
illimitée
Domaine
d’endurance
limitée
Domaine
oligocyclique
Limite d’endurance
à N cycles
σσσσd(N) ou σσσσa(N)
Limite de fatigue
σσσσd
Contrainte
Zone de
non-rupture
probable
Zone de
rupture probable
N temps en nombre de cycles
A B
C
D
Chapitre I : Etude bibliographique
- 31 -
Figure I.4 : courbes de fatigue pour aciers inoxydables austénitiques
de types 304, 310, 316, 347 et 348 [JAS77]
La Figure I.4 reprend les résultats d’essais menés dans différentes conditions de
chargement (contrainte ou déformation imposée), toujours à un niveau de chargement moyen
nul.
Figure I.5 : courbes de fatigue - design pour aciers inoxydables austénitiques,
alliages 800 et alliages 600 nickel-chrome-fer [JAS77]
Chapitre I : Etude bibliographique
- 32 -
La Figure I.5 reprend les résultats d’essais et les courbes de conception pour des aciers
inoxydables austénitiques et autres alliages nickel-chrome-fer, avec une contrainte moyenne nulle
et une contrainte moyenne maximale, égale à la limite élastique. Cette limite est estimée à environ
300 MPa dans ces travaux.
Les résultats des essais à grand nombre de cycles ont été juxtaposés aux résultats des
essais entre 10 et 106 cycles, réalisés à déformation imposée et sans tenir compte des effets de
contraintes moyennes.
Pour les aciers austénitiques, cette courbe moyenne, calculée par régression linéaire (pour
une contrainte moyenne σm=0), a pour équation :
218.62628 5,0 += −Naσ (en MPa)
D'un point de vue pratique, on établit à partir des courbes S-N les courbes de design. Ces
courbes sont à la base de critères de conception préconisés dans les codes tels que le "boiler and
pressure vessel code" de l'ASME aux Etats-Unis, et le recueil des Règles de Conception et de
Construction des Matériels Mécaniques (RCC-M) dans l'ingénierie nucléaire en France.
Ces règles de conception ont pour objectif de garantir une sécurité maximale et de mettre
la structure à l'abri de tout incident.
Pour exemple, dans le cas des aciers inoxydables austénitiques, la courbe de design est
établie en appliquant à la courbe moyenne de fatigue [RCC02] :
- un facteur 20 sur les nombres de cycles faibles,
- un facteur 2 sur l'amplitude de contrainte pour les durées de vie plus élevées.
Ces coefficients réducteurs prennent en compte en partie l'effet de contrainte moyenne
maximale et différents facteurs d’influence comme les effets d'échelle, l'état de surface,
l'environnement etc.
Les courbes de fatigue et de design utilisées aujourd’hui pour l’acier inoxydable 304L
donnent l’amplitude de déformation en fonction de la durée de vie en cycles (Figure I.6). Ces
courbes ont été établies par différents laboratoires (le Argonne National Laboratory et le Bettis
Atomic Power Laboratory), à partir d’essais réalisés sur éprouvettes lisses, à rapport de charge
R=-1, en environnement air et à température ambiante. On les retrouve dans différents codes et
règles [ASM07] [RCC02] [NRC06].
Chapitre I : Etude bibliographique
- 33 -
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
)ASMENRC-RG1144ANLBettisJaske & O'DonnellASME designNRC-RG1144 design
Figure I.6 : courbes de fatigue pour l’acier 304L (R=-1)
Spécificités de l’acier 304L
Pour cet acier, une synthèse de résultats expérimentaux est parue en 2007 [LED07]. Cette
étude, menée par AREVA NP et l’ENSMA Poitiers, est basée sur un programme d’essais de
fatigue uniaxiale (R=-1), à l’air, à 20°C et 150°C, en contrôle de contrainte ou de déformation, et
a pour objectif d’étudier les effets :
- des conditions de chargement (contrôle en contrainte ou en déformation) sur le
comportement en fatigue et la durée de vie,
- de la contrainte moyenne et de l’état de surface sur la limite d’endurance.
- de l’endommagement en fatigue oligocyclique et de l’état de surface sur la limite
d’endurance.
Parmi les résultats de cette étude, la Figure I.7 représente l’amplitude de contrainte en
fonction de l’amplitude de déformation. Les résultats sont comparés aux lois de comportement
cyclique de l’acier inoxydable 304L établies expérimentalement par l’ANL [CHO99] et le
laboratoire Bettis [LEA99].
On constate un comportement élastique linéaire à température ambiante pour une
amplitude de contrainte ou de déformation inférieure à 200 MPa ou 0,1%. A 150°C, l’amplitude
de contrainte doit être inférieure à 150 MPa. Les essais de fatigue ont aussi montré que les
conditions de chargement à contrainte ou à déformation imposée donnent les mêmes résultats au
niveau des lois de comportement cyclique.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 34 -
Figure I.7 : comparaison de lois de comportement cyclique de l’acier 304L [LED07]
Les résultats en durée de vie ont également été comparés à des courbes S-N (Figure I.8)
publiées au Japon (Tsutsumi) et aux Etats-Unis (ANL). Les auteurs n’ont pas constaté de
différence significative entre les essais à contrainte ou à déformation imposée.
Figure I.8 : résultats d’essais de fatigue sur courbes de fatigue expérimentales [LED07]
Certaines éprouvettes ayant été testées avec une contrainte ou une déformation moyenne
non-nulle, on constate que la contrainte moyenne semble avoir un effet néfaste en fatigue à grand
nombre de cycles : les résultats sont sous la courbe moyenne. Par contre, ni la température, ni
l’application d’une déformation moyenne en déformation imposée ne semblent avoir d’influence
sur les résultats de durée de vie [LED07].
I. 3. 2. Comportement en fatigue isotherme de joints soudés
L’état de l’art actuel fait ressortir un grand nombre d’études [MON03] [YOS00] [VAL95]
[VAL92] [CAI88] sur le comportement en fatigue des joints soudés en acier inoxydable
austénitique dans le domaine oligocyclique, la plupart du temps à température ambiante et/ou à
des températures de l'ordre de 500 à 600°C.
Dans les applications industrielles, on cherche de plus en plus à étudier la fatigue à grand
nombre de cycles de ces composants soudés.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 35 -
Souvent l’étude de référence porte sur le métal de base, et des études spécifiques sont
menées sur des éprouvettes cylindriques prélevées dans le métal d'apport de la soudure et le joint
soudé complet (métal de base, métal d'apport et ZAT, voir Figure I.9). Les différents résultats
sont corrélés avec ceux du métal de base. Le taux de déformation dans ces études varie de 0,25 à
1,5%. La plupart des joints soudés sont obtenus à partir de plaques (excepté [MON03] qui étudie
des tubes soudés bout à bout), avec des chanfreins en X.
Figure I.9 : profil d'un cordon de soudure
Les essais de fatigue montrent que les durées de vie du métal de base et du métal d'apport
sont relativement similaires, mais toutes deux supérieures à la durée de vie du joint soudé
(environ 1 000 cycles pour un taux de déformation de 0,4%).
Plusieurs éléments caractéristiques du joint soudé permettent aux auteurs d'expliquer ce
phénomène. Parmi ceux-ci on peut citer le nombre, la taille, l'orientation des phases précipitées
(ferrite delta ou phases sigma) ainsi que la finesse de la structure.
En effet, la fragilisation des joints soudés par formation de composés intermétalliques de
type sigma est un problème connu [CAS68]. Les phases sigma se forment à partir de la ferrite
delta qu'on peut trouver en petite quantité dans le métal d'apport de la soudure, dans des
conditions de maintien de longue durée à une température généralement comprise entre 600 et
900°C (condition remplie lors du soudage). La formation des phases sigma est donc favorisée par
la présence d'éléments alphagènes, présents dans la ferrite delta. Ces phases sigma ont une dureté
élevée, un allongement et une résilience faible, ce qui affaiblit la structure si elles forment un
réseau susceptible de devenir un chemin de rupture.
Divers auteurs [YOS00] [VAL95] [VAL92] [CAI88] ont constaté que les phases sigma
précipitées aux joints des inclusions de ferrite delta sont des sites d'amorçage des fissures de
fatigue oligocyclique.
La ferrite delta et les phases sigma précipitées, présentes dans les plaques épaisses de par
le mode de fabrication (laminage), forment des inclusions orientées dans le sens de laminage. Ces
inclusions sont à l'origine d'une fissuration très rapide quand elles sont orientées
perpendiculairement au chargement. Sinon ces inclusions peuvent donner naissance à un réseau
aléatoire de fissures dans la matrice austénitique.
Zone fondue
ou métal d’apport
Zone affectée
thermiquement (ZAT)
Métal de base
Chapitre I : Etude bibliographique
- 36 -
Ce phénomène est très néfaste quand les inclusions sont orientées perpendiculairement
au chargement, mais peuvent avoir un effet bénéfique quand elles sont parallèles au chargement
[VAL95] [VAL92]. Dans le premier cas, la fissure de fatigue apparaît très tôt à la surface d'une
inclusion et grandit par bond, par coalescence avec d'autres fissures. Dans le second cas, les
fissures pré-existantes retardent la propagation de la fissure principale (elles sont perpendiculaires
à celle-ci).
Le chargement est moins endommageant à haute température car celle-ci entraîne une
remise en solution partielle des précipités fragiles dans le matériau.
De plus si la microstructure ferrite delta-austénite est fine, les phases sigma formées aux
joints de grains offrent une meilleure résistance à la propagation des fissures en se mettant sur le
chemin de fissuration transgranulaire. Une structure fine, avec des grains plus petits et donc plus
de joints de grains, présente plus d'obstacle à la propagation des fissures.
De ce fait la ZAT, qui présente une structure à gros grains, offre peu de résistance à la
propagation des fissures, ce qui réduit la durée de vie du joint soudé.
I. 3. 3. Comportement en fatigue thermique de joints soudés
L'analyse de l’incident de la centrale de Civaux, en 1998, a mis en évidence un problème
de fatigue thermique des aciers inoxydables austénitiques (fissure apparue dans une zone de
mélange des fluides et proche d'une soudure). Les études sur cette thématique sont donc
abondantes depuis que l’autorité de sûreté nucléaire française a demandé l'instruction d'un dossier
sur les DOMmages des ZOnes de MElange (dossier nommé DOMZOME).
Pour mieux comprendre les phénomènes, les études liées à ce dossier ont été réparties en
fonction de plusieurs paramètres d’étude, et entre divers organismes (EDF, CEA,
FRAMATOME), universités et écoles [EDF04]. Les principales études menées abordent les
points suivants :
- le chargement appliqué au coude (essai FATHER),
- l'influence de l'état de surface et de la soudure (essais INTHERPOL et SPLASH),
- les critères d’amorçage et de propagation des fissures (essai FAT3D).
Ces études seront présentées succinctement, ainsi que leurs résultats, dans la suite de
l’étude bibliographique.
Essai FATHER (mené par CEA-EDF-FRAMATOME)
Lors de l'incident de Civaux, la fissuration s’est produite dans une zone de mélange de
fluides de températures différentes. Dans ces zones régnait un gradient thermique important, qui
peut participer à l’explication du phénomène.
L'expérience FATHER [CEA06] fait partie du programme d'étude de l'endommagement
par fatigue thermique à grand nombre de cycles. Elle a pour objectif de développer la
Chapitre I : Etude bibliographique
- 37 -
connaissance des écoulements turbulents à grand écart de température existant dans les tés de
mélange et leur action sur l'endommagement des structures.
L'étude expérimentale est réalisée à partir de deux maquettes de té instrumentées, de
diamètre 6'', en acier 304L (Figure I.10). L'une sert pour les essais thermohydrauliques (mesures
du champ thermique et des flux…), l'autre pour les essais d'endurance (mesure du temps
d'apparition de l'endommagement).
Figure I.10 : structure des essais FATHER [EDF04]
L'analyse mécanique [EDF04] montre que seuls les chargements à basse fréquence (entre
0,1 et 5 Hz) peuvent conduire à une propagation rapide.
L'intérêt de cet essai vient du fait que le chargement et la structure d'essai sont
parfaitement représentatifs des composants réels, mais les chargements sont complexes, multi-
fréquentiels et d'amplitude variable, donc très difficiles à modéliser et à interpréter.
Essai INTHERPOL (mené par EDF)
Le banc d'essai INTHERPOL (INstallation de fatigue THERmique POLycyclique) a
pour objectif d'apporter des éléments de validation pour la méthode d'analyse de
l’endommagement par fatigue thermique sur structure. Il permet également d'étudier l'amorçage
et l'évolution d'une fissure en zone singulière ou d'un réseau de fissures.
Le dispositif INTHERPOL fonctionne selon le principe suivant : la maquette d’essai est
un tube dont deux secteurs seulement sont testés (Figure I.11).
Figure I.11 : principe des essais INTHERPOL [EDF04]
Chapitre I : Etude bibliographique
- 38 -
Toute la maquette est chauffée (entre 185 et 320°C) par des éléments chauffants
(résistances) externes au tube, tandis que deux secteurs internes sont alternativement soit chauffés
par lampes infrarouges, soit refroidis par jets d'eau. Les lampes à infrarouge et les jets d'eau étant
fixés, c'est la maquette qui tourne autour de son axe. Le mouvement de rotation est alterné (entre
0,125 et 0,3 Hz) pour présenter tour à tour chacun des deux secteurs testés devant les éléments
chauffants ou les jets d'eau.
Ce dispositif a pour avantage d'utiliser un chargement thermique surfacique mono-
fréquentiel et d'amplitude constante. La maquette permet aussi de faire varier l'état de surface et
d'ajouter des joints soudés.
Cette étude est en cours de réalisation, elle devrait à terme permettre d’obtenir des
éléments quantitatifs pour la prise en compte de l’état de surface dans la définition d’un critère de
fatigue.
Essai SPLASH (mené par le CEA)
Le dispositif SPLASH est dédié à la reproduction en laboratoire des conditions
d'apparition et de développement de réseaux de fatigue thermique de même type que ceux
observés dans les zones de mélange des Réacteurs à Eau Pressurisée.
Le principe est le suivant : l'éprouvette, de type prismatique, est chauffée de façon
continue par effet Joule jusqu’à la température Tmax. Localement elle est refroidie cycliquement
par projection d'un brouillard d'eau sur les deux faces latérales, jusqu'à une température
surfacique Tmin (Figure I.12).
Figure I.12 : principe des essais SPLASH [EDF04]
L'éprouvette est maintenue en place au niveau des têtes, mais non bridée. Deux fenêtres
de trempe, sur deux faces latérales opposées, sont refroidies simultanément et cycliquement par
aspersion par un mélange d'eau distillée et d'air comprimé. La zone de trempe est définie comme
la portion de surface de l'éprouvette qui est impactée par le mélange eau distillée/air comprimé.
Un gradient s'établit d'une part en profondeur, entre les faces refroidies et le cœur qui reste à
température constante, d'autre part en surface, entre la zone de trempe et la zone qui l'entoure.
Tmin
Tmax
Thermocouples
Zones
trempées
Eau Eau
2V
2000A
50Hz
Chapitre I : Etude bibliographique
- 39 -
Ainsi le chargement est uniquement thermique, mono-fréquentiel, d'amplitude constante
et le chauffage est volumique. Cependant l'éprouvette est peu représentative d'une structure
réelle.
Ce dispositif a mis en évidence l’influence de la morphologie du réseau de fissuration sur
la vitesse de propagation des fissures [MAI03]-[MAI05] : l’effet d’écran exercé par le réseau est
d’autant plus important que ce dernier est dense.
Essai FAT3D (mené par OCDE-NEA-CEA)
Afin de caractériser l'amorçage et la propagation de fissures par fatigue thermique, il est
nécessaire d'utiliser certains critères validés à partir de résultats expérimentaux. Les critères
d'amorçage et de propagation exigent de connaître parfaitement le champ de contraintes dans la
pièce pour prédire de la manière la plus précise possible l'endommagement. L'essai FAT3D,
simple à modéliser, a été développé dans ce sens.
La campagne FAT3D porte donc sur des essais d'amorçage et de propagation de fissures
en fatigue thermique. L'objectif est d’étudier une maquette de géométrie simple en 3D, soumise à
un chargement thermique facilement modélisable numériquement (Figure I.13). Les conditions
d’essai ont été choisies de sorte que l’amorçage se produise en un temps raisonnable (3 mois).
Figure I.13 : principe des essais FAT3D [EDF04]
Ces essais sont réalisés sur des tubes, avec et sans soudure, en acier 316L, d'épaisseur
e=6,7 mm. La température du four Tc est de 650 °C, la durée du cycle thermique tc de 190 s et la
durée de refroidissement tf est de 15 s.
Ces essais ont montré une diminution de la durée de vie jusqu’à l’amorçage d’un facteur
d’environ 1,5 par rapport à un essai sans soudure. Ils ont également mis en évidence l’importance
de l’orientation de la soudure par rapport à la sollicitation thermique et ont permis d’évaluer
différents critères de prédiction de durée de vie en fatigue thermique [ANC05] [ANC07].
Position des thermocouples
Zone de refroidissement parabolique
Chapitre I : Etude bibliographique
- 40 -
Ces quatre études ont mobilisé des moyens d’investigation importants et coûteux, et
montrent la complexité des problèmes de fatigue thermomécanique.
I. 4. Contraintes résiduelles
L’étude bibliographique montre l’influence importante du niveau de contraintes sur la
tenue en service des structures soudées. Ce niveau de contraintes peut être la superposition d’un
état initial ou résiduel et d’un état de service. Pour cette étude, on cherche à faire ressortir la part
due aux contraintes résiduelles qui, dans certains cas, sont de traction et d’un niveau supérieur à la
limite élastique du matériau, ce qui peut expliquer ou participer à certains phénomènes de
fissuration rapide ou à faible nombre de cycles.
Après une définition des contraintes résiduelles, on abordera leurs origines ainsi que les
méthodes de leur détermination. On s’intéressera plus particulièrement aux contraintes résiduelles
associées au soudage et au parachèvement.
I. 4. 1. Définition [LU91] [BLE03]
Les sollicitations externes auxquelles sont soumises les pièces provoquent des
déformations plus ou moins importantes. Selon le niveau et la nature de ces sollicitations, les
déformations peuvent être :
- réversibles (élastiques),
- irréversibles (plastiques).
A l'échelle macroscopique, le matériau reste continu et les déformations vérifient les
équations de compatibilité de la mécanique des milieux continus. En effet le matériau contient un
grand nombre de discontinuités telles que les joints de grain, les porosités et à l'échelle
microscopique, les dislocations, les lacunes… qui, à un moment donné, arrêtent la progression
des déformations. Ces déformations élastiques, bloquées et présentes en grand nombre, génèrent
des contraintes résiduelles.
On définit donc les contraintes résiduelles comme des contraintes multiaxiales statiques,
en équilibre mécanique, existant dans un système isolé, de température uniforme et non soumis à
des chargements extérieurs. Lorsque le matériau est soumis à des sollicitations extérieures, les
contraintes appliquées au matériau (contraintes de service) viennent se superposer aux contraintes
résiduelles initiales dans celui-ci.
On distingue plusieurs types de contraintes résiduelles, suivant la dimension des volumes
dans lesquels elles se manifestent :
Chapitre I : Etude bibliographique
- 41 -
- les contraintes du premier ordre qui provoquent des déformations dans la pièce à
l’échelle macroscopique, elles sont égales à la moyenne des contraintes du deuxième ordre sur un
grand nombre de grains,
- les contraintes du deuxième ordre qui entraînent des déformations à l’échelle du grain,
elles sont égales à la moyenne des contraintes du troisième ordre sur un grain et sont dues aux
désorientations cristallines entre chaque grain. Lors d’une sollicitation mécanique, certains
cristaux, défavorablement orientés, plastifient, alors que d’autres restent élastiques. Après
suppression de la charge, les cristaux déformés élastiquement ne peuvent retrouver leur forme
initiale, la déformation dans les cristaux voisins les en empêchent. Il se crée alors des
incompatibilités géométriques et des contraintes résiduelles. L’état de contraintes résiduelles du
2è ordre est non nul, mais la moyenne de ces contraintes est nulle (contraintes résiduelles du
1er ordre),
- les contraintes du troisième ordre qui agissent au niveau de l’édifice cristallin. Elles sont
le résultat de l’accommodation des déformations dues à tous les types de défauts cristallins
(lacunes, interstitiels, dislocations, joints de grains…).
Ces trois types de contraintes peuvent exister simultanément.
La plupart des procédés de fabrication, de traitements mécaniques ou thermiques,
d'usinage, de soudage… génère des contraintes résiduelles. Ces contraintes peuvent être de
traction ou de compression, elles affectent des profondeurs plus ou moins importantes.
Généralement, on classe les origines des contraintes résiduelles en trois catégories : mécanique,
thermique et métallurgique (structurale). Le Tableau I.5 indique les différentes origines des
contraintes résiduelles pour les opérations de mise en œuvre couramment utilisées dans
l’industrie.
Les traitements mécaniques (grenaillage, martelage, galetage…) appliqués aux matériaux
sont généralement utilisés pour déformer plastiquement les couches superficielles et améliorer les
caractéristiques mécaniques et de surface de ceux-ci.
Les traitements thermiques sont employés pour transformer la structure des matériaux
afin d'en modifier les caractéristiques. La trempe est le traitement le plus couramment rencontré.
Elle permet d'augmenter la dureté et la résistance à la traction de certaines pièces. Le principe de
la trempe consiste à chauffer une pièce puis à la refroidir brutalement. Ainsi les contraintes
proviennent du gradient thermique qui se crée au sein de la pièce, donc des différences de
dilatation entre les différents points de la pièce et surtout du changement de volume associé.
Les traitements thermochimiques ou thermiques de surface sont principalement appliqués
à des pièces en acier. Le principe est de faire diffuser dans les couches superficielles de l'acier à
l'état austénitique des espèces chimiques qui permettent, après trempe, d'augmenter la dureté
Chapitre I : Etude bibliographique
- 42 -
superficielle des pièces et d'engendrer en surface des contraintes résiduelles de compression par
transformation structurale et changement de volume.
Le procédé de soudage génère des contraintes résiduelles provenant de ces trois origines :
mécanique par le bridage de la structure, thermique par l'apport de chaleur pour obtenir la fusion
du métal, et métallurgique par la fusion du métal qui entraîne des modifications structurales
(notamment dans la ZAT).
Procédés Origine mécanique Origine thermique Origine structurale
Fonderie Moulage
Gradient de température
pendant le refroidissement
Transformation de phase
Grenaillage Martelage Galetage Choc laser Pliage Roulage Repoussage Forgeage Redressage Filage
Déformation plastique hétérogène entre le cœur et la surface de la pièce
Rectification Tournage Fraisage Perçage Alésage
Déformation plastique due à l'enlèvement de
copeaux
Gradient de température dû à l'échauffement
pendant l'usinage
Transformation de phase pendant l'usinage si la
température est suffisamment élevée
Trempe sans transformation de phase
Gradient de température
Trempe superficielle avec transformation de phase (induction, FE, laser, plasma, méthodes classiques)
Gradient de température Transformation de phase
Cémentation Nitruration
Incompatibilité
thermique Nouveau composant
chimique avec ∆V
Soudage Bridage Gradient thermique Modification structurale
(ZAT)
Brasage Incompatibilité
mécanique Incompatibilité
thermique Nouvelle phase à
l'interface
Dépôt électrolytique Incompatibilité
mécanique Incompatibilité
thermique Composition de dépôt
selon les bains Projection à chaud (plasma, LASER, Jet Kote)
Incompatibilité mécanique,
microfissuration
Incompatibilité thermique, gradient de
température
Changement de phase de dépôt
Revêtements : PVD, CVD
Incompatibilité mécanique
Incompatibilité thermique
Changement de phase
Composite Incompatibilité
mécanique Incompatibilité
thermique
Tableau I.5 : principales origines des contraintes résiduelles [LU91]
Chapitre I : Etude bibliographique
- 43 -
De par leur composition austénitique stable, les aciers inoxydables austénitiques ne sont
pas affectés par les contraintes résiduelles d’origine métallurgique. Si les précautions nécessaires
sont prises pour éviter les contraintes résiduelles d’origine mécanique, seules les contraintes
résiduelles d’origine thermique peuvent être générées par le procédé de soudage. Ces aciers sont
sensibles aux gradients thermiques à cause de leur faible conductivité thermique et leur fort
coefficient de dilatation thermique.
I. 4. 2. Les contraintes résiduelles issues du procédé de soudage [MIC93] [TIC25]
L’objet principal de cette étude étant le comportement en fatigue des joints soudés en
acier 304L, cette partie fait le point bibliographique sur les contraintes résiduelles issues du
procédé de soudage.
La notion de soudabilité des aciers inoxydables austénitiques est étroitement liée à la
notion de fissuration. Ce phénomène est l’un des plus couramment rencontrés dans les structures
soudées de ce type d'aciers.
Dans la suite, on appellera contraintes longitudinales les contraintes parallèles à l’axe de la
soudure, les contraintes perpendiculaires à cet axe seront dites transversales.
Selon le niveau et l’orientation des contraintes résiduelles, on observe ou non l’apparition
de fissures à l’issue d’un procédé de soudage.
Dans la pratique, on identifie plusieurs types de modifications géométriques issues des
procédés de soudage. On qualifie par retrait les translations selon les trois directions de
l’espace (RL retrait longitudinal, RT retrait transversal et RE retrait dans l’épaisseur). Les rotations
selon les trois axes sont appelées pliage (P), serrage (S) et cintrage (C). La Figure I.14 reprend ces
notations.
Figure I.14 : schématisation des différentes déformations sur une plaque soudée [MIC93]
Chapitre I : Etude bibliographique
- 44 -
Le retrait longitudinal découle en général d’un auto-bridage (ce qui implique un gradient
transversal important). Le retrait transversal est également fonction de l’auto-bridage mais il
dépend de l’épaisseur de la pièce, du mode d’accostage et du gradient longitudinal.
Figure I.15 : effet de pliage [MIC93]
L’effet de pliage découle de la
combinaison dans le temps et l’espace des
retraits élémentaires. Cet effet affecte
particulièrement les soudures multi-passes
exécutées sur un chanfrein en V (comme sur
la Figure I.15). Cependant ce type d’effet est
négligeable pour un procédé de soudage
permettant un apport calorifique équilibré par
rapport au joint.
Serrage positif
Serrage négatif
Figure I.16 : effet de serrage [MIC93]
L’effet de serrage découle de la combinaison des cintrages élémentaires. Il s’agit d’une
rotation des éléments dans leur propre plan autour d’un axe perpendiculaire à ce plan et se
déplaçant avec la source calorifique (Figure I.16). Le serrage peut être positif (rapprochement
progressif des bords) ou négatif (éloignement progressif des bords). Il est fonction de divers
paramètres : diffusivité, dilatabilité, raideur des éléments et vitesse de soudage. Le serrage positif
est le plus souvent observable, il est particulièrement important pour un procédé de soudage lent.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 45 -
Figure I.17 : effet de cintrage et flambement [MIC93]
L’effet de cintrage est une flexion transversale.
Selon l’axe de flexion, on parle de pliage ou cintrage.
Les contraintes résiduelles associées ont pour
origine une flexion composée.
Divers profils de contraintes résiduelles sont associés à ces modifications géométriques.
Dans le cas des soudures rectilignes, les contraintes résiduelles associées au retrait longitudinal,
sont réparties, dans le cadre d’une soudure avec plan de symétrie, de manière transversale par
rapport au joint (Figure I.18). Localement ces contraintes peuvent être très élevées voire même
dépasser la limite élastique Re.
Figure I.18 : répartition des contraintes associées au retrait longitudinal sur soudure rectiligne [MIC93]
On observe souvent une distribution des contraintes passant de la traction à la
compression. Ces contraintes résiduelles peuvent être d’un niveau relativement élevé, et
engendrer des problèmes de fissuration ou de flambements locaux en cas de pièce très mince
soumise à des contraintes résiduelles de compression élevées.
Les contraintes résiduelles associées au retrait transversal ou au pliage varient dans
l’épaisseur comme sur la Figure I.19.
En soudage multi-passes réalisé sur chanfreins symétriques ou non, l’auto-bridage
transversal augmente avec le remplissage du chanfrein. Ce qui implique la création de contraintes
de traction en peau alors que le cœur de la pièce est soumis à la compression. La racine des
Chapitre I : Etude bibliographique
- 46 -
soudures sur des fortes épaisseurs est une région surcontrainte à cause de l’écrouissage intense
provoqué par le retrait transversal et du maintien à température critique (250 à 400°C). Ainsi,
après soudage, un risque de dégradation de la ductilité et de la ténacité est à craindre dans cette
région.
Chanfrein en V
Chanfrein en X
Figure I.19 : répartition des contraintes résiduelles selon le chanfrein sur soudure rectiligne [MIC93]
I. 4. 3. Méthodes de détermination des contraintes résiduelles
Diverses méthodes de détermination des contraintes résiduelles ont été développées
[KAN01] [LU96] [PAW95]. Toutes ces méthodes sont basées sur une détermination
expérimentale des déformations associées aux contraintes résiduelles, l’application de la théorie
de l’élasticité classique permet de remonter aux contraintes résiduelles. Souvent on cherche à
connaître la contrainte en peau extérieure ainsi que la distribution dans l’épaisseur. Dans ce cas
on applique le principe fondamental de la statique pour traduire l’équilibre des contraintes
résiduelles en l’absence de tout chargement extérieur.
On classe les méthodes de détermination des contraintes résiduelles en méthodes
destructives, semi-destructives et non-destructives.
Méthodes destructives et semi-destructives
Ces méthodes expérimentales sont basées sur un enlèvement de matière et une mesure
des déformations associées. En effet l’enlèvement de matière perturbe l’équilibre des contraintes
dans la pièce considérée. Cette dernière se déforme pour occuper une nouvelle position
d’équilibre après enlèvement de matière. Les contraintes résiduelles ainsi libérées provoquent des
déformations mesurables et qui permettent de remonter aux contraintes qui leur ont donné
naissance. Les différentes méthodes sont en général désignées par le mode d’enlèvement de
matière utilisé :
- la méthode du perçage (traversant ou incrémental),
- la méthode de découpage ou trépan,
- la méthode de la dissolution chimique ou électrochimique,
- la méthode de la flèche,
- la méthode d’usinage.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 47 -
Parmi ces méthodes, la méthode du perçage incrémental a été employée pour une partie
de cette étude, son principe et sa théorie sont présentés par la suite.
Méthodes du perçage et du trépan
La méthode la plus généralement utilisée pour mesurer les contraintes résiduelles est la
relaxation des contraintes par la méthode du perçage [ASTM1] [VIS00].
Le principe est le même pour la méthode du trépan et la méthode du perçage : un usinage
retire une petite quantité de matière permettant la mesure de la déformation dans une zone de
proche voisinage (Figure I.20). Dans la méthode du perçage, c'est un trou, borgne ou
débouchant, d'un diamètre compris entre 1 et 4 mm, qui est usiné. Dans la méthode du trépan,
c'est un anneau de matière qui est enlevé, d'un diamètre interne de 15 à 150 mm. La mesure
s'effectue dans la partie interne de l'anneau. La profondeur de l'usinage peut aller de 25% à 150%
du diamètre interne de l'anneau.
Ces deux méthodes sont plus souvent définies comme semi-destructives car l'enlèvement
de matière est très limité en quantité et en superficie. Ces méthodes sont utilisées lorsque la
structure le permet ou lorsqu’on peut réparer la zone de perçage.
Dans ces deux méthodes, les mesures sont effectuées avec une rosette de trois jauges
inclinées les unes par rapport aux autres de 45°. Les contraintes résiduelles présentes dans le
matériau sont calculées à partir des valeurs mesurées des déformations.
Figure I.20 : méthodes du perçage et du trépan
Le principal avantage de ces méthodes repose sur l’utilisation très courante des jauges
d’extensométrie (Figure I.21). Les inconvénients des deux méthodes sont : l’endommagement dû
au perçage, une mise en œuvre difficile et l’impossibilité d’obtenir la contrainte en peau. La
méthode du perçage est la plus répandue car plus robuste et présente une zone endommagée plus
restreinte.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 48 -
Réf. : EA-06-062RE-120 Réf. : TEA-06-062RK-120 Réf. : CEA06-062RE-120
Figure I.21 : jauges d’extensométrie pour méthode du perçage
Principe de la méthode du perçage
Cette méthode consiste en un enlèvement de matière par perçage d’un trou ; les
déformations résultant des contraintes libérées sont mesurées à l’aide de jauges centrées sur le
trou. Les contraintes résiduelles principales existant dans la pièce sont déterminées à partir de ces
déformations mesurées. Le principe de calcul, décrit en premier par Matar [MAT34], est basé sur
les hypothèses suivantes :
- le matériau est supposé homogène, isotrope et élastique linéaire,
- l’état des contraintes dans la pièce est un état de contraintes planes,
- les contraintes sont constantes dans l’épaisseur de chaque pas de matière enlevée,
- le perçage n’introduit pas de contraintes supplémentaires, et ne plastifie pas le bord du
trou.
Cette méthode présente deux variantes :
- la méthode du perçage débouchant permet de déterminer les contraintes moyennes sur
l’épaisseur de la pièce. Cette méthode est basée sur la théorie de l’élasticité plane en coordonnées
polaires. Sa modélisation est basée sur des résultats analytiques exacts.
- La méthode du perçage borgne (ou incrémental) permet de remonter au profil des
contraintes résiduelles le long de la profondeur du perçage, elle est employée dans la plupart des
applications pratiques. Le problème de détermination des contraintes résiduelles par cette
méthode est complexe, il n’a pas de solution analytique exacte. On s’appuie sur le modèle du
perçage débouchant en introduisant des coefficients empiriques déterminés expérimentalement
ou numériquement (méthode des éléments finis par exemple).
On considère un élément plan de centre O soumis à deux champs de contraintes
uniformes et orthogonaux σx et σy. Ces contraintes peuvent représenter les contraintes résiduelles
principales (Figure I.22).
Chapitre I : Etude bibliographique
- 49 -
Figure I.22 : état des contraintes au point M(R,θ)
Par changement de repère, les contraintes radiale (σr) et tangentielle (σθ) en un point M
de coordonnées polaires (r,θ) sont données par :
θσθσσ
θσθσσ
θ22
22
cossin
sincos
yx
yxr
+=
+=
( ) ( )
( ) ( )θ
σσσσσ
θσσσσ
σ
θ 2cos22
2cos22
yxyx
yxyxr
−−
+=
−+
+=
( I.1)
Après avoir percé un trou de diamètre 2a centré en O (Figure I.22), les contraintes σr et
σθ sont modifiées :
( ) ( )
( ) ( )θ
σσσσσ
θσσσσ
σ
θ 2cos312
12
2cos4312
12
4
4
2
2
2
2
4
4
2
2
+
−−
+
+=
−+
−+
−
+=
r
a
r
a
r
a
r
a
r
a
yxyx
yxyxr
( I.2)
Les variations des contraintes radiale et tangentielle à la distance r du trou de diamètre 2a
s’expriment alors par :
( ) ( )
( ) ( )θ
σσσσσ
θσσσσ
σ
θ 2cos322
2cos4322
4
4
2
2
2
2
4
4
2
2
−−
+=∆
−
−+
+−=∆
r
a
r
a
r
a
r
a
r
a
yxyx
yxyxr
( I.3)
a
σx
σy
σy
σx
σr
σθ
M(r,θ)
O
Chapitre I : Etude bibliographique
- 50 -
Figure I.23 : représentation de la rosette
Conformément à la loi de Hooke, les déformations radiale εr et tangentielle εθ résultant
des variations de contraintes ∆σr et ∆σθ s’écrivent :
( ) ( ) ( ) ( )
( ) ( ) ( ) ( ) θννσσ
σσνε
θνσσ
σσνε
θ 2cos41322
1
2cos41322
1
2
2
4
4
2
2
2
2
4
4
2
2
−+
−−++=
−+
−+++−=
r
a
r
a
Er
a
E
r
a
r
a
Er
a
E
yxyx
yxyxr
( I.4)
où E et ν sont respectivement le module de Young et le coefficient de Poisson du matériau.
En pratique, on utilise une rosette composée de trois jauges à 45°, collée et centrée sur le trou
(Figure I.23).
On peut écrire la déformation radiale due à la relaxation sous la forme :
( ) ( ) θθσσσσε 2cos2cos baBA yxyxr +=−++= ( I.5)
Où :
( )
( )
−+=
+−=
2
2
4
4
2
2
4132
1
2
1
r
a
r
a
EB
r
a
EA
ν
ν
( )( )yx
yx
Bb
Aa
σσ
σσ
−=
+= ( I.6)
Jauge 1
45°
β
45° β
σx
σy
Jauge 2
Jauge 3
Chapitre I : Etude bibliographique
- 51 -
On obtient la déformation de chaque jauge en remplaçant par l’angle θ correspondant dans
les équations précédentes :
- jauge 1 : soit ε1=εr pour θ1=90°-β soit ε1=a-bcos2β
- jauge 2 : soit ε2=εr pour θ2=45°-β soit ε2=a+bsin2β
- jauge 3 : soit ε3=εr pour θ3=-β soit ε3=a+bcos2β
On en déduit que :
( )
( )
( )2
22sin
22cos
2a
3212
13
31
εεεεβ
εεβ
εε
−−=−=−
−=
+=
ab
b
D’où :
( )( )
( ) ( )2321
213
13
321
22
1
2tan2
εεεεε
εεεεεβ
−−+−=
−−−=
b
Donc :
( ) ( ) ( )
( ) ( ) ( )
−+−−+
=−=
−+−++
=+=
232
221
312
232
221
311
4
2
422
4
2
422
εεεεεεσ
εεεεεεσ
BAB
b
A
a
BAB
b
A
a
( I.7)
Les coefficients dépendent des matériaux de la jauge et de la structure, ils sont souvent
déterminés par étalonnage expérimental ou par modélisation numérique.
Méthodes non-destructives
Ces méthodes utilisent les relations qui existent entre les caractéristiques physiques ou
cristallographiques du matériau et les champs de contraintes résiduelles. Elles ont pour avantage,
par rapport aux méthodes destructives, de permettre la détermination des contraintes résiduelles
en surface, sans générer d’endommagement. Elles peuvent être utilisées pour établir des profils de
contraintes dans l’épaisseur lorsqu’elles sont associées à une méthode d’enlèvement de matière.
Parmi ces méthodes, nous pouvons citer :
- la méthode par diffraction des rayons X, retenue pour la présente étude,
- la méthode par diffraction des neutrons,
- la méthode par ultrasons.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 52 -
Méthode par diffraction des rayons X
La méthode de diffraction des rayons X est actuellement considérée comme la méthode
de référence pour la détermination expérimentale des contraintes résiduelles [ASTM2] [SAE71]
[ASTM3]. Le principe de cette méthode de mesure est détaillé par la suite.
Principe
Dans un matériau cristallin parfait, les atomes observent un arrangement tridimensionnel
périodique. Les atomes constituent un empilement régulier de plans dont l’orientation est
caractérisée par les indices de Miller (hkl). La distance entre les plans cristallins ou distance
interréticulaire notée d0 est caractéristique pour chaque matériau. La distance interréticulaire dhkl
qui sépare deux plans successifs d’une même famille (hkl) joue ainsi le rôle de jauge de
déformation (Figure I.24).
Lorsqu’on irradie la surface d’un matériau cristallin par des rayons X monochromatiques,
ils ne peuvent être diffractés avec une énergie concentrée (pic de diffraction) que si la loi de Bragg
est satisfaite. On vérifie alors :
2 dφψ.sinθφψ = n λ ( I.8)
où λ est la longueur d’onde du rayonnement utilisé,
θφψ est l’angle entre le rayon incident et la surface du matériau à analyser (angle de Bragg),
n est l’ordre de diffraction,
dφψ est la distance interréticulaire des plans hkl.
On mesure la position ou le déplacement du pic de diffraction correspondant à un plan
hkl choisi, en fonction des orientations φ et ψ telles qu’elles sont définies sur la Figure I.26.
Dans cette condition, le rayon incident et le rayon diffracté sont symétriques par rapport à la
normale du plan diffractant et peuvent être exprimés par l’équation ( I.8).
Figure I.24 : principe de la méthode de diffraction des rayons X selon la loi de Bragg
(plans atomiques neutres de contraintes internes à gauche et contraints à droite)
rayons X
incidents
rayons X
diffractés
Chapitre I : Etude bibliographique
- 53 -
La mesure de variation de l’angle de diffraction donne la déformation des plans. Le
déplacement successif du pic de diffraction (Figure I.25) permet d’accéder aux déformations
élastiques du réseau cristallin. Lorsque les déformations élastiques sont calculées, les contraintes
macroscopiques peuvent être déterminées par les lois de la mécanique des milieux continus. On
constate que seule la couche superficielle est atteinte lors des mesures (quelques microns) du fait
de l’absorption importante du rayonnement X dans la matière. On peut donc supposer que l’état
de contraintes est plan (σi3 = 0).
Figure I.25 : intensité du pic réfléchi
Si le matériau est soumis à un état de contrainte, la distance interréticulaire varie et passe
de d0 à d, la déformation associée s'écrit alors :
( )00
0
tan
2
2
1
θθε ∆−=
−=
d
dd ( I.9)
où 2θ est l’angle de diffraction.
Calcul de la déformation engendrée par des contraintes principales
Cette partie donne la relation qui exprime la déformation εφψ engendrée par les
contraintes principales σ1, σ2 et σ3 dans le repère principal des déformations. Pour un matériau
homogène et isotrope, subissant les déformations εij, la valeur de la déformation dans une
direction définie par le vecteur ),,( 321 nnnnr
est obtenue selon l’expression :
jiij nnn εε =)(r
( I.10)
Le repère de mesure est constitué de l’axe z perpendiculaire à la surface et du plan de contraintes
principales. Une direction nr
sera caractérisée par ses cosinus directeurs α1, α2, α3 en fonction des
angles Φ et Ψ comme indiqué sur la Figure I.26.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 54 -
Figure I.26 : définition des angles Φ et Ψ utilisés dans la méthode des sin2Ψ
α1 = sinΨcosΦ
α2 = sinΨsinΦ
α3 = cosΨ
avec α1² + α2² + α3² = 1
( I.11)
Grâce aux équations ( I.10) et ( I.11), l’expression générale de la déformation est déduite :
3232
221
21 εαεαεαε ++=ΦΨ ( I.12)
Par application de la loi de Hooke, on obtient :
)(1
32111 σσσνσνε ++−+=EE
)(1
32122 σσσνσνε ++−+=EE
)(1
32133 σσσνσνε ++−+=EE
( I.13)
où ν est le coefficient de Poisson et E est le module d’Young.
Suite aux équations ( I.11), l’expression de εΦΨ en fonction des contraintes principales s’écrit :
)()²²²(1
321332211 σσσνσασασανε ψ ++−+++=Φ EE
( I.14)
Calcul de la déformation engendrée par la loi des sin²ψψψψ
Afin de simplifier l’expression de la déformation établie auparavant dans l’équation ( I.14),
il est possible de considérer, pour l’analyse des contraintes par diffraction des rayons X, qu’il
existe un état de contraintes planes (σ3=0) dans le volume de matériau analysé, car les rayons X
sont peu pénétrants. Dans ce cas, l’équation ( I.14) de εΦψ se réduit à :
Chapitre I : Etude bibliographique
- 55 -
)()²²(1
212211 σσνσασανε ψ +−++=Φ EE
( I.15)
En remplaçant α1 et α2 par leurs valeurs en fonction de φ et ψ et en écrivant que
Φ+Φ=Φ ²sin.²cos. 21 σσσ , la déformation s’écrit :
)(²sin1
21 σσνσνε ψ +−Ψ+= ΦΦ EE ( I.16)
En posant E
Sν+= 1
2
12 et
ES
ν−=1 , la relation appelée loi des sin²ψ est :
)(²sin2
12112 σσσε ++Ψ= ΦΦΨ SS ( I.17)
Application de la méthode
Soit un matériau soumis à un champ de contraintes. En supposant que la distance
interréticulaire varie de d0 à dΦψ, la déformation εΦψ représentant l’écart des distances mesurées
dans la direction de mesure ( )ΨΦ,nr
est donnée par :
0
0
d
dd −= ΦΨ
ΦΨε ( I.18)
La déformation εz perpendiculaire à la surface de la pièce analysée (direction z du repère
et ψ=0) a pour expression :
)( 2110
0 σσε +=−
= Sd
ddzz ( I.19)
Dans ce cas, l’équation ( I.17) peut s’écrire :
zS εσε +Ψ= ΦΦΨ ²sin2
12 ( I.20)
d’après les équations ( I.18) et ( I.19), la relation suivante peut être établie :
02 ²sin
2
1
d
ddS z
z
−==− ΦΨ
ΦΦΨ ψσεε ( I.21)
ainsi :
02 ²sin
2
1
d
ddS z−
=Ψ ΦΨΦσ ( I.22)
Chapitre I : Etude bibliographique
- 56 -
Les distances interréticulaires peuvent être reliées à l’état des contraintes avec les
équations ( I.20) et ( I.22) :
Ψ−
= ΦΨ−
²sin
1
2
1
0
1
2 d
ddS z
φσ ( I.23)
Comme dz est la distance interréticulaire des plans diffractants parallèles à la surface du
matériau dans l'état sollicité, le rapport dz/d0 est de l'ordre de 10-3. Ainsi, dans la direction de la
mesure, la contrainte peut être mesurée avec les paramètres dΦΨ et dz.
Ψ−
= ΦΨ−
²sin
1
2
11
2z
z
d
ddSφσ ( I.24)
Cette relation est valable seulement pour les matériaux isotropes.
La constante élastique radiocristallographique ½ S2(hkl) propre à la famille de plans hkl
considérée est égale à :
)(
)(1)(
2
12 hklE
hklhklS
ν+= ( I.25)
où ν(hkl) est le rapport entre les déformations selon la direction [hkl] et les déformations dans le
plan (hkl). E(hkl) est le rapport entre la contrainte de traction et la déformation dans la direction
[hkl].
Pour le calcul des contraintes sur un matériau à partir de la mesure des dΦΨ(hkl) par
diffraction des rayons X, l'équation suivante est utilisée :
ψεσ
²sin
1)()(
2
11
2 hklhklS ΦΨ
−
Φ
= ( I.26)
avec )(
)()()(
hkld
hkldhkldhkl
z
z−= ΦΨ
ΦΨε et Ψ
= ΦΨΦ ²sin
1)()( hklhkl εε
Enfin, la loi de Hooke permet de relier la contrainte σΦ aux déformations εΦ(hkl), dans la
direction Φ, à l’aide de la constante élastique ½ S2(hkl) dans le domaine élastique :
)()(2
11
2 hklhklS Φ
−
Φ
= εσ ( I.27)
Chapitre I : Etude bibliographique
- 57 -
Méthode par ultrasons
La détermination des contraintes résiduelles par ultrasons est basée sur la dépendance de
la vitesse de propagation des ondes ultrasonores avec l’état de contraintes dans le matériau.
Lorsqu’un matériau est soumis à un champ de contraintes, on constate une variation de la vitesse
de propagation de l’onde ultrasonore. Cette variation est due à des effets élastiques non-linéaires
formalisés par Murnaghan [MUR51].
Pour déterminer les contraintes résiduelles par ultrasons, trois configurations peuvent être
utilisées comme indiqué sur la Figure I.27.
Figure I.27 : représentation schématique de diverses configurations
de mesures de contraintes résiduelles par méthode ultrasonore
Dans chaque cas, les ondes sont émises par un transducteur émetteur, se propagent dans
une zone du matériau à analyser et sont ensuite détectées par le récepteur. Les contraintes
moyennes sont déterminées dans la région à travers laquelle l’onde se propage. Dans la
configuration (a), le même transducteur est utilisé pour l’excitation et la réception (méthode par
écho). Dans les configurations (b) et (c), l’onde est reçue par un transducteur autre que l’émetteur
(méthode par transmission) [BEL02].
La théorie de Murnaghan fait intervenir des termes d’ordre trois dans la fonction
d’énergie de déformation qui conduisent à des non linéarités dans la loi de comportement du
matériau. Pour un matériau parfaitement isotrope, en plus des deux constantes de Lamé (λ, µ),
trois autres constantes dites de Murnaghan l, m, n sont nécessaires pour décrire le comportement
du matériau.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 58 -
Hughes et Kelly [HUG53] ont utilisé le modèle de Murnaghan afin de résoudre l’équation
d’onde dans le cas du solide déformé. Ils ont exprimé les solutions donnant les vitesses de
propagation des ondes planes qui se propagent dans un milieu isotrope :
( ) ( )( )( ) 231
2130
3212
120
12
110
5,024.
5,024.
104422.
αµαµαθλµραµαµαθλµρ
αµλθλµλρ
nmV
nmV
mlV
−++++=
−++++=
++++++=
( I.28)
avec ρ0 : la masse volumique initiale du matériau à l’état initial,
Vij : vitesse de l’onde se propageant suivant l’axe i et polarisée selon l’axe j,
λ et µ coefficients de Lamé,
l, m et n : constantes élastiques de Murnaghan du 3e ordre,
α1, α2 et α3 : composantes des déformations principales (α1+α2+α3=θ ).
Par différenciation des équations ( I.28) et en tenant compte de la loi de comportement,
on peut relier les vitesses de propagation des ondes longitudinales suivant les directions
principales (X1, X2) au champ de contraintes résiduelles dans le matériau :
222111011
01111 σσ KK
V
VV+=
− ( I.29)
avec 011V : vitesse de propagation de l’onde longitudinale à l’état de référence (pression nulle et
contraintes nulles) dans la direction X1,
σ11 et σ22 : contraintes résiduelles,
11V : vitesse de propagation de l’onde longitudinale, en présence de contraintes 11σ et
22σ dans la direction X1,
Ki : coefficients acoustoélastiques de l’onde longitudinale.
La même démarche appliquée aux autres expressions utilisant V12 et V13 permet de
déterminer les contraintes résiduelles dans le matériau.
Pour utiliser la méthode ultrasonore, il est nécessaire de connaître les coefficients
acoustoélastiques du matériau. Ils sont obtenus par l’intermédiaire d’un calibrage effectué à partir
d’essais mécaniques.
En présence de matériaux anisotropes, le nombre de coefficients acoustoélastiques
augmente, ce qui rend la méthode difficilement utilisable.
Chapitre I : Etude bibliographique
- 59 -
I. 4. 4. Relaxation des contraintes résiduelles
Si les contraintes résiduelles de compression sont bénéfiques vis-à-vis du comportement à
la fatigue des pièces, elles n’ont d’intérêt que si elles restent stables en service. Mais ces
contraintes résiduelles peuvent ne pas être stables en présence de chargements cycliques.
Par exemple, pour des amplitudes suffisantes, on peut constater un effondrement des
contraintes résiduelles au cours des premiers cycles. L’évolution ultérieure, plus lente et régulière,
est due au réarrangement des dislocations provoqué par la sollicitation cyclique.
Il faut tenir compte de ce phénomène d’évolution pour ne pas aboutir à une estimation
erronée de la durée de vie, d’où l’intérêt d’étudier l’influence d’un comportement cyclique sur la
relaxation ou non des contraintes résiduelles. Cette relaxation est fonction de nombreux
paramètres mais elle est surtout conditionnée par la nature du matériau considéré. L'expérience
montre que les contraintes résiduelles sont plus stables pour les matériaux résistants. Ce
phénomène a fait l’objet de nombreuses études.
Morrow et Sinclair [MOR58] ont établi un des premiers modèles de prédiction analytique
de relaxation basé sur la relaxation de la contrainte moyenne en fatigue axiale. Ce modèle a évolué
pour faire intervenir de nouveaux paramètres tels que le rapport de contraintes R et le gradient de
contraintes résiduelles.
Holzapfel et al. [HOL98] ont étudié, sur la nuance d’acier AISI 4140 à l’état trempé,
revenu et grenaillé, l’effet des modes de chargement et de la température sur la relaxation des
contraintes résiduelles.
Puis Smith et al. [SMI01] ont développé, à partir d’essais sur des barres forgées en acier
En15R, un modèle élasto-plastique en éléments finis pour analyser l’interaction entre les
contraintes résiduelles et le chargement cyclique. Ils ont constaté que la relaxation des
contraintes résiduelles se produisait même à des niveaux de déformation cyclique faibles.
Zhuang et Halford [ZHU01] ont proposé un modèle éléments finis qui prend en compte
l’amplitude et la distribution des contraintes résiduelles, le taux d’écrouissage, la contrainte
moyenne et son amplitude, ainsi que le nombre de cycles. Leurs résultats montrent que la
relaxation se déroule principalement pendant les premiers cycles de chargement. Ce constat a été
fait également par Rao et al. [RAO07] qui ont évalué expérimentalement (par la méthode de
diffraction des rayons X) et numériquement la relaxation des contraintes résiduelles sur une
structure soudée en 304L.
Ces études montrent que la relaxation des contraintes résiduelles est influencée par : le
niveau initial et le gradient des contraintes résiduelles, l’amplitude, le type et la direction du
chargement, le nombre de cycles appliqués, la température, la nature et les propriétés du matériau
sous chargement cyclique…
Chapitre I : Etude bibliographique
- 60 -
L'expérience montre que les contraintes résiduelles sont plus stables pour les matériaux
aux caractéristiques mécaniques élevées, alors qu'on peut obtenir des relaxations presque totales
pour les matériaux de faibles caractéristiques mécaniques.
Conclusion du chapitre I
La recherche bibliographique a montré que, pour l’acier 304L, très peu de données sont
disponibles sur la fatigue à grand nombre de cycles et à température ambiante.
La soudure introduit des hétérogénéités de structure et de comportement, et constitue
une zone potentielle d’initiation et de propagation de fissure. Les procédés de parachèvement des
soudures peuvent engendrer des champs de contraintes résiduelles non-négligeables. Ils doivent
donc être pris en compte pour estimer la durée de vie des structures.
Dans le domaine industriel, on cherche à augmenter la durée de vie des structures
soudées en acier 304L. Or très peu de résultats tenant compte de ces différents paramètres sont
disponibles dans la bibliographie, d’où l’intérêt de mener une étude approfondie sur ce sujet.
- 61 -
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 62 -
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 63 -
II. DEMARCHE EXPERIMENTALE
Introduction
Le sujet principal de cette étude porte sur la caractérisation de la tenue en service de
structures soudées en acier 304L. Les soudures, associées à leur mode de parachèvement, seront
privilégiées dans cette étude, car elles présentent des zones privilégiées d’amorçage de fissure. La
recherche bibliographique précédente montre la complexité des phénomènes mis en jeu et leur
interaction. Le matériau, l’environnement, les chargements et les opérations de réalisation de la
structure sont à prendre en compte. On cherchera plus particulièrement à caractériser l’influence
des contraintes résiduelles associées aux opérations de parachèvement des soudures.
Tout d’abord le matériau et l’assemblage soudé seront caractérisés d’un point de vue
métallurgique et mécanique.
Les chargements des structures réelles sont de type thermomécanique, et génèrent des
contraintes dues à des gradients thermiques et des chargements de pression. Une étape de
modélisation est consacrée à l’obtention de maquettes (éprouvettes d’essai) restituant une
distribution des contraintes proches de celle des chargements réels.
Ces maquettes sont caractérisées en fatigue, à l’état brut, elles servent de référence pour la
suite. Les mêmes maquettes seront ensuite munies de soudures, avec et sans opération de
parachèvement. Leur état de surface, ainsi que les contraintes résiduelles sont déterminées, et leur
influence sur la tenue en fatigue est étudiée.
Au cours de cette étude, nous avons mis en place des procédures et des moyens
expérimentaux adaptés pour refléter au mieux les conditions d’assemblage par soudage et les
conditions de parachèvement par arasage. Le procédé de soudage respecte les contraintes de
fabrication liées à l’utilisation dans le domaine nucléaire (recommandations du code RCC-M).
Les opérations d’arasage sont souvent manuelles et par conséquent difficiles à reproduire
en laboratoire. Un banc d’essai spécifique a été mis au point pour cette opération, afin de réaliser
des échantillons de façon reproductible et reflétant les parachèvements appliqués dans l’industrie.
Ces opérations d’arasage sont associées à des états de surface et de contraintes résiduelles
spécifiques. Les états de surface sont caractérisés par la rugosité, les contraintes résiduelles sont
mesurées en peau et en profondeur.
Pour les essais de fatigue, une campagne de mise au point expérimentale associant des
machines de fatigue classiques et de l’extensométrie par jauges a été menée.
Ce chapitre s’attache à décrire les moyens mis en œuvre dans cette étude, ainsi que la
caractérisation des maquettes (mesures de rugosité, contraintes résiduelles, composition
chimique, caractéristiques mécaniques, dureté et structure métallurgique).
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 64 -
II. 1. Caractérisation du matériau
Le matériau principal de l’étude est un acier inoxydable austénitique de type 304L,
couramment utilisé pour les équipements sous pression. Quant au matériau d’apport utilisé pour
le procédé de soudage, il respecte les préconisations du code RCC-M. Les méthodes de
caractérisation sont décrites ci-dessous.
II. 1. 1. Analyse chimique par spectrométrie à étincelage
La composition chimique du matériau est analysée par spectrométrie à étincelage, avec
une machine de marque Spectro Analytical Instruments. La teneur pondérale est déterminée pour
chaque élément d’alliage présent dans les échantillons étudiés.
II. 1. 2. Essais mécaniques
Les propriétés mécaniques du matériau sont déterminées par des essais de traction
conventionnels selon la norme NF EN 10002-1. Les limites d’élasticité, la limite à la rupture ainsi
que l’allongement sont ainsi évalués. La machine d’essai est de marque Instron et a une capacité
de 1000 kN.
II. 1. 3. Rugosité
Les rugosités des surfaces brutes et arasées sont mesurées par profilométrie 2D, selon la
norme NF EN ISO 4287, à l’aide d’un rugosimètre de marque Perthometer S3P. L’exploration se
fait à l’aide d’un palpeur tactile de pointe de rayon 5 µm se déplaçant à vitesse constante
perpendiculairement aux stries d’arasage. Pour cette étude, cinq mesures ont été réalisées sur
chaque échantillon afin d’obtenir une valeur moyenne représentative de l’état de surface. Les
paramètres de rugosité retenus sont (Ra, Rq) et (Rmax, Rt) qui caractérisent respectivement la
rugosité moyenne et la rugosité maximale de l’échantillon.
Définitions des paramètres de rugosité
Les paramètres de rugosité choisis sont tous des paramètres d’amplitude. Le paramètre Ra
correspond à la moyenne arithmétique de tous les écarts verticaux du profil de rugosité par
rapport à la ligne moyenne (Figure II.1) sur la longueur d’évaluation. Le paramètre Rq est la
moyenne quadratique des écarts de profil à l’intérieur de la longueur d’évaluation.
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 65 -
Longueur d’évaluation L
Figure II.1 : profil de rugosité – définition de la ligne moyenne
Le paramètre Rmax donne la valeur en micron de la plus importante rugosité isolée à
l’intérieur de la longueur d’évaluation. Enfin, le paramètre Rt correspond à l’écart vertical entre le
point le plus haut et le point le plus bas sur la longueur d’évaluation L.
II. 1. 4. Dureté
L’arasage est obtenu par des opérations mécaniques générant des écrouissages importants
en surface, qui peuvent affecter la dureté. Pour caractériser ces effets, nous avons mesuré la
dureté à l’aide de différentes méthodes.
La mesure de la dureté initiale des échantillons a été réalisée par indentation Vickers sur
un macroduromètre et sous une charge de 30 kg (Hv30). Les valeurs retenues sont le résultat
d’une moyenne effectuée sur cinq empreintes.
Pour apprécier le niveau d’écrouissage du matériau ainsi que la profondeur affectée par
l’arasage, la dureté a été mesurée par micro-indentation Vickers sous des charges variant de
10 grammes à 2 kg, puis par macro-indentation Vickers sous des charges comprises entre 2 kg et
50 kg.
Figure II.2 : empreinte Vickers
Les informations collectées sont principalement la charge et les longueurs des deux
diagonales de l’empreinte Vickers (Figure II.2). Les appareils utilisés sont un microduromètre
Struers Duramin -1/-2 et un macroduromètre du type Wolpert de charges comprises entre 1 et
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 66 -
250 kg. Les valeurs ont été obtenues à la suite d’au moins cinq essais par charge et après avoir
vérifié la géométrie de l’empreinte.
II. 1. 5. Métallographie
Les observations métallographiques permettent principalement de renseigner sur l’état de
la structure et la grosseur des grains. Pour notre étude, celles-ci sont réalisées à l’aide d’un
microscope optique en réflexion de type Zeiss Axiophot muni d’objectifs x10, x40 et x100. Avant
observation, les échantillons sont prépolis manuellement avec des papiers abrasifs de carbure de
silicium et polis sur des draps imprégnés de pâte diamantée (jusqu’au diamètre 1 µm). Ensuite,
les échantillons sont attaqués à l’eau régale (réactif composé de 2/3 d’acide chlorhydrique et de
1/3 d’acide nitrique).
Les images sont acquises et post-traitées grâce au logiciel Perfect-Image version 7.3 de la
société Clara Vision.
II. 1. 6. Observations en microscopie électronique
Les observations nécessitant un très fort grossissement ont été réalisées à l’aide d’un
microscope électronique à balayage (MEB) Philips SEM505. Ce microscope est muni d’un
faisceau électronique qui balaye point par point la surface de l’objet à observer. L’image est
formée point par point sur l’écran d’un oscilloscope, synchronisé avec le faisceau et dont la
brillance est modulée par la variation d’intensité des électrons secondaires. Le grossissement
maximum de cet appareil est d’environ 3 000 pour les aciers.
II. 2. Détermination des contraintes résiduelles
Les contraintes résiduelles représentent l’un des principaux paramètres de cette étude.
Leur détermination est délicate et nécessite beaucoup de soins.
II. 2. 1. Analyse des contraintes résiduelles par diffraction des rayons X
Le choix de la méthode pour déterminer les contraintes résiduelles s’est orienté vers la
méthode de diffraction des rayons X, reconnue comme méthode de référence. Cette méthode est
utilisée pour déterminer les contraintes résiduelles en peau externe, et pour les profils de
contraintes résiduelles en profondeur, associée à un polissage électrolytique.
La démarche expérimentale de détermination des contraintes résiduelles dans cette étude
respecte les recommandations de la norme XP A 09-285.
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 67 -
Dans cette étude, nous avons utilisé un système de diffraction de rayons X portable, de
marque Proto-iXRD (Figure II.3), qui permet de déterminer les contraintes résiduelles à partir de
la mesure des positions des pics de diffraction. Cet appareil représente un moyen de mesure
rapide et fiable.
Figure II.3 : machine de diffraction de rayons X « Proto-iXRD »
Cet équipement de mesure in-situ est composé de trois parties principales :
- la partie contrôle du goniomètre constituée d’un générateur de haute tension et du
système de refroidissement iXRD,
- la tête du goniomètre équipée de deux détecteurs, du tube à rayons X et du système
iXRD modulaire avec mapping (table de déplacement 3 axes),
- le poste de pilotage informatique équipé du logiciel XRDWin permettant l’acquisition
des données et le contrôle des instruments.
Les conditions expérimentales pour la détermination des contraintes résiduelles sont
données dans le Tableau II.1.
Les deux détecteurs du goniomètre ont une gamme d’analyse variant de 2θ = 123° à 171°.
Une méthode d’exposition multiple a été utilisée, avec onze angles β, variant entre -30 et +30°, β
représentant l’angle entre le faisceau incident et la normale à la surface de l’échantillon.
L’acier étudié a une structure cubique à faces centrées, le tube d’émission choisi contient
une anode de type Mn Kα, afin de caractériser la famille de plans (311) dont l’angle de Bragg vaut
152,80°. La méthode de localisation des pics est de type gaussienne (85% du pic utilisé), avec
soustraction du bruit de fond.
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 68 -
Matériau Anode Filtre Plans
(hkl) 2θ
Nombre
de Beta
Réglages de
puissance
Type de
collimateur
Nombre
d’acquisitions
Temps
d’acquisition
Oscillation
en Beta
304L Mn Cr (311) 152,80°
11
Valeurs :
0°
±4,36°
±13,60°
±18,69°
±24,48°
±30°
20 V
4 mA
Circulaire
∅ 2 mm 10 à 20 1 à 2 s ± 2°
Tableau II.1 : conditions de diffraction
La direction de mesure privilégiée est représentée sur la Figure II.4. Elle correspond à la
direction circonférentielle.
Figure II.4 : direction de mesure des contraintes résiduelles
Pour les éprouvettes brutes, cette direction correspond à la direction de sollicitation
maximale. Dans le cas des échantillons arasés, cette direction est parallèle aux stries d’arasage.
Dans tous les cas, cette direction correspond à la direction de contrainte principale
maximale.
Une campagne d’intercomparaison de mesures avec un autre laboratoire a été réalisée afin
de vérifier la précision de nos résultats de mesure et leur incertitude. Un échantillon grenaillé en
acier inoxydable 316L a été préalablement étudié sur une autre machine de diffraction de
rayons X. On obtient une variation de ±10 MPa pour une valeur moyenne de -359 MPa.
Cet échantillon a servi d’étalon pour la suite de notre campagne de mesures ; à chaque
mise en marche de l’appareil, après avoir passé un échantillon poudre (parfaitement détendu), une
mesure est réalisée sur l’échantillon étalon afin de s’assurer de la stabilité des réglages.
II. 2. 2. Profils de contraintes résiduelles
En plus du niveau des contraintes résiduelles, leur répartition et la taille de la zone
affectée peuvent avoir une influence sur la tenue en service des structures.
σσσσ circonférentielle
Sens parallèle
aux stries d’arasage
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 69 -
Afin de déterminer les profils des contraintes résiduelles en fonction de la profondeur,
des mesures en sous-couche ont été effectuées. L’enlèvement de matière nécessaire à la
réalisation d’un profil a nécessité la mise en place d’un poste de travail (Figure II.5) permettant de
réaliser un polissage électrolytique associé à un contrôle de l’épaisseur de matière enlevée.
Figure II.5 : poste de travail pour polissage électrolytique et mesure de profondeur
L’appareil utilisé pour le polissage électrolytique est du type Polisec C20 de marque Presi.
Ce modèle est composé d’un poste d’alimentation et d’une cellule d’électrolyse. Il dispose d’un
réglage continu de la tension de 0 à 100 volts, de l’intensité de 0 à 10 ampères en régime
permanent et de 0 à 20 ampères en temps limité et régime discontinu. L’électrolyte choisi pour le
polissage de l’acier 304L est du type Struers A2, sa composition est la suivante :
- 78 mL d’acide perchlorique,
- 90 mL d’eau distillée,
- 730 mL d’éthanol,
- 100 mL de butoxyéthanol.
La profondeur de matière enlevée est contrôlée à l’aide d’un système composé d’un
marbre surmonté d’une colonne à crémaillère, avec un capteur inductif à affichage digital. Le
capteur palpe la surface de l’échantillon et compare la hauteur par rapport à un point référence
fixé avant tout enlèvement de matière. Les faces d’appui de l’échantillon sont rectifiées pour
assurer un appui stable sur le marbre. La précision de ce moyen de mesure a été estimée à
±3 microns.
L’enlèvement de matière par polissage électrolytique entraîne une modification de l’état
des contraintes résiduelles à la surface du matériau. Ceci nécessite une correction pour tenir
compte des contraintes résiduelles relaxées. Nous avons utilisé la méthode de correction
proposée par le logiciel de post-traitement et établie à partir de résultats théoriques. Cette
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 70 -
correction tient également compte de la géométrie des pièces (cylindre plein, tube ou plaque)
[MOO58].
II. 3. Opération d’arasage
L’un des paramètres de notre étude porte sur l’influence des opérations d’arasage des
soudures. Une étude spécifique aux opérations de parachèvement a été menée [BLE03] sur des
éprouvettes parallélépipédiques en acier inoxydable austénitique 316L. Cette étude a montré que
selon le type et le mode de parachèvement, les contraintes résiduelles, et par conséquent leur
influence sur la durée de vie des structures, peuvent être importantes.
Notre démarche expérimentale s’appuie sur ces précédents travaux et les complètent en
intégrant une soudure et une géométrie cylindrique, plus représentatives des structures tubulaires
soudées en service.
Les opérations de parachèvement sont souvent manuelles, donc difficilement
reproductibles. Pour notre étude, un montage spécifique a été réalisé (Figure II.6), permettant
une reproductibilité des états de surface et contraintes résiduelles associés.
Figure II.6 : banc d’arasage
Ce banc d’arasage est constitué :
- d’une meuleuse électro-portative ,
- d’un vérin électrique ,
- d’un système de commande ,
z
y
x
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 71 -
- d’un porte-échantillon .
La meuleuse électro-portative est un modèle de marque Hitachi d’une puissance de 2200
Watts (modèle PDU 230). La vitesse de rotation hors charge des disques d’arasage est de 6600
tours par minute. L’angle d’inclinaison du disque d’arasage par rapport à la face de l’échantillon à
meuler a été réglé à 10°, selon les recommandations des fabricants de meuleuses et de disques
d’arasage. Le réglage de cet angle d’inclinaison est possible grâce au support réglable de la
machine.
Les disques d’arasage utilisés pour cette étude sont de marque Norton, de référence
Norzon Plus R-Medium 5NZ20R-B10DA. Ces disques ont un diamètre de 230 mm et une
épaisseur de 7 mm, ils sont préconisés et utilisés pour l’arasage des aciers inoxydables.
Afin de s’affranchir des effets de vieillissement du disque, celui-ci est remplacé pour
chaque maquette arasée.
Une table micrométrique est fixée au bâti, elle permet un déplacement selon les axes x et y
et une rotation autour de l’axe z. Elle contrôle le déplacement du porte-échantillon vers la meule
et par conséquent l’épaisseur de matière enlevée. Les surfaces arasées étant cylindriques, le
contrôle de la rotation autour de l’axe z est nécessaire pour pouvoir meuler l’ensemble du
bourrelet de soudure (Figure II.7).
Figure II.7 : représentation du cordon de soudure pendant l’opération d’arasage
La procédure expérimentale d’arasage consiste à éliminer l’excédent de matière représenté
par le bourrelet de soudure. Elle est achevée lorsque le rayon de la zone arasée R est le plus
proche possible du rayon externe du tube Rini, selon les recommandations du code RCC-M.
Celui-ci prévoit la suppression « des irrégularités dues au soudage ou les discontinuités dues à un
mauvais alignement », ainsi que « des ruptures de pente de 7° au maximum ». La procédure
expérimentale mise en œuvre dans cette étude s’effectue en 2 phases principales (Figure II.7) :
αααα=2°
θθθθ
Facettes correspondant à des
secteurs d’angles α = 2°
y y
Fin de première étape
Rini
y
≈ 3 mm
R
a b c
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 72 -
- Phase 1 : on place la meule à θ=0° et on fait avancer progressivement la table selon l’axe
y par pas de 0,1 à 0,2 mm. Cette opération s’achève lorsque la majeure partie du bourrelet de
soudure est éliminée (Figure II.7.b). Cette phase correspond à environ 3 mm d’épaisseur de
matière éliminée.
- Phase 2 : la zone restant à araser est divisée en secteurs d’angle d’ouverture α de 2°. La
démarche expérimentale précédente est appliquée à chaque secteur (à partir du centre du secteur,
on arase jusqu’à obtenir un rayon externe R=Rini). A la fin de cette étape, tous les secteurs d’angle
α=2° ont un rayon externe moyen égal au rayon externe du tube (Figure II.7.c). La surface finale
de la zone arasée est constituée de facettes de faible largeur, correspondant aux secteurs d’angle α
(Figure II.8).
Figure II.8 : aspect de l’échantillon après arasage
II. 4. Essais de fatigue
L’objectif de cette partie est de présenter la démarche expérimentale retenue pour mener
la campagne d’essais de fatigue sur des maquettes d’étude spécialement mises au point.
La fatigue thermomécanique est très difficile à reproduire en laboratoire. Le contrôle et le
pilotage des cycles thermiques, associés à des chargements mécaniques, sont très complexes à
mettre en œuvre (température crête, répétitivité, temps de maintien en température et réactivité
thermique…). Les structures de géométrie tubulaire visées par cette étude sont soumises à un
gradient thermique et une pression interne, générant une distribution de contraintes variables
dans l’épaisseur. Les essais de fatigue uniaxiaux sur éprouvettes prismatiques en traction-
compression ne peuvent pas représenter fidèlement le problème. Une première phase de calcul
par éléments finis a permis de concevoir une maquette reproduisant une distribution de
contraintes dans l’épaisseur proche de celle en service.
La modélisation par éléments finis a été réalisée sur le logiciel ABAQUS V6.7. La
structure tubulaire a été représentée à l’aide d’un modèle axisymétrique. Les caractéristiques
thermomécaniques, dépendant de la température et retenues pour le calcul par éléments finis,
sont citées précédemment dans le Tableau I.4 (p. 22).
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 73 -
Le chargement est composé d’une pression interne de 155 bars couplée à un choc
thermique (température initiale uniforme de 200°C puis augmentation de 100°C sur la surface
interne).
Pour les conditions aux limites, nous avons supposé l’absence d’effet de fond, en plus des
propriétés d’axisymétrie.
Une modélisation thermomécanique transitoire avec couplage fort (propriétés des
matériaux dépendant de la température et application simultanément d’un chargement thermique
et mécanique) est choisie. Les éléments associés à ce type de modélisation sont les éléments
CAX4T (éléments linéaires à 4 nœuds et 3 degrés de libertés, deux déplacements et la
température). Afin de bien prendre en compte le gradient thermique dans l’épaisseur à l’origine
du gradient de contrainte, 200 éléments dans l’épaisseur ont été définis.
Le principal résultat issu de ce calcul est la distribution dans l’épaisseur de la contrainte
circonférentielle maximale lors du choc thermique. Ce résultat est donné par la Figure II.9. On
l’appellera distribution de référence dans la suite de l’étude.
-300
-200
-100
0
100
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
Epaisseur (mm)
Con
trai
nte
circ
onfé
rent
ielle
(M
Pa)
Chargement thermomécanique
Chargement de pression
Figure II.9 : gradient de contraintes dans l’épaisseur du tube sous chargement thermomécanique
Cette distribution, non-linéaire dans l’épaisseur, passe d’un maximum de 170 MPa à un
minimum de -250 MPa. Le rapport en valeur absolue entre la contrainte circonférentielle en peau
interne et celle en peau externe est de 1,47. Cette contrainte s’annule à environ 6 mm d’épaisseur
de la face interne. On remarque que le volume de matière soumis à des contraintes de traction est
plus important que celui soumis à des contraintes de compression.
Conception des maquettes
Peau
externe →→→→
←←←← Peau
interne
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 74 -
Les maquettes de cette étude doivent, sous chargement mécanique, reproduire la
distribution et le niveau de contraintes les plus proches possible de ceux déterminés sous
chargement thermomécanique (distribution de référence, en Figure II.9).
Une éprouvette annulaire avec un épaulement spécifique permet, sous l’action d’une force
axiale (Figure II.10), de restituer la distribution de contraintes recherchée (Figure II.11).
Figure II.10 : maquette et chargement mécanique
Cette géométrie est retenue pour les maquettes avec et sans soudure. En effet le calcul de
la distribution des contraintes dans la maquette annulaire avec épaulement, sous un déplacement
de vérin de 0,7 mm, est donné par la Figure II.11.
-300
-200
-100
0
100
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18
Epaisseur (mm)
Con
trai
nte
circ
onfé
rent
ielle
(M
Pa)
Figure II.11 : gradient de contraintes (σθθ) dans la section la plus sollicitée
pour un déplacement du plateau-vérin de 0,7 mm
On observe un gradient de contraintes variable dans l’épaisseur, proche de celui de
référence, avec un rapport interne-externe proche aussi (1,59), par contre le volume de matière en
traction est moins important. On peut tout de même conclure que cet essai est représentatif du
gradient de contrainte subi par les tubulures lors d’un choc thermique.
Peau
externe →→→→
←←←← Peau
interne
Charge F appliquée
Zone d’étude
Plateau-vérin
Plateau-traverse
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 75 -
II. 4. 1. Réalisation des maquettes d’essai
La géométrie des maquettes précédemment définies est obtenue à partir d’anneaux en
acier inoxydable austénitique 304L, sur lesquels on réalise des épaulements.
La réalisation de cet épaulement autour de la zone la plus sollicitée permet de s'assurer
que la maquette ne s'endommagera pas au niveau de la zone d'application de l'effort, et d’ajuster
le rapport des contraintes en peau interne sur contraintes en peau externe (Figure II.12).
Figure II.12 : maquettes annulaires (avec et sans soudure) avec épaulement
Ces anneaux sont coupés en deux maquettes différentes selon la Figure II.13. La partie
courte (a) servira aux mesures de contraintes résiduelles, la partie longue (b) aux essais de fatigue.
Figure II.13 : répartition des maquettes d’essai
Fabrication des maquettes
Plan de coupe
Maquette de
fatigue
Anneau complet
Maquette pour profil
de contraintes résiduelles
a b
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 76 -
Le tube, matière première de l’étude, a été fourni par EDF. Ce tube est en acier
inoxydable AISI 304L, de 3 mètres de long, de diamètre extérieur 168,3 mm et d'épaisseur
18,6 mm. La réalisation des maquettes s’est déroulée selon le programme présenté dans le
Tableau II.2.
Tube brut
Tube usiné -
Chanfrein en Y (70°) -
Soudures longitudinales
selon procédé ci-dessous -
Tronçonnage d’anneaux
de 38 mm de largeur
Usinage de l’épaulement
Arasage de la moitié des
anneaux soudés - -
Découpage en maquette
Etat 1
Maquette brute
Etat 2
Maquette soudée
Etat 3
Maquette soudée-arasée
Tableau II.2 : Programme de préparation des maquettes
Les procédés de soudage bout à bout utilisés pour réaliser les éprouvettes soudées sont :
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 77 -
- le procédé TIG manuel (141) pour les deux passes de fond (position de soudage PA),
- le procédé sous flux en poudre (Figure II.14) avec fil fourré (procédé automatisé à l'arc
électrique et électrodes enrobées) en neuf passes (position de soudage à plat).
Figure II.14 : procédé automatique de soudage sous flux solide en poudre [TIC25]
Les produits d'apport sont des électrodes enrobées (métal d'apport : ER 308 L/ ASNC de
marque AVESTA/SAF) et le flux solide est de type CN 100 (marque SAF).
Les paramètres de la procédure de soudage sont détaillés dans le Tableau II.3 et le cordon
de soudure (géométrie et disposition des passes) est représenté en Figure II.15.
Identification des passes 1 2 3 à 11 Nature du courant C-C C-C C-C Polarité de l'électrode - - +
∅ de l'électrode en mm (non-fusible) W2 W2
∅ du métal d'apport 1,6 2 2,4
Nature Argon Argon Gaz autour de l'arc et du bain de fusion
Débit 12 L/min 12 L/min
Intensité (ampères) 90 110 410-440 Tension (volts) 13 14 30-34 Nettoyage après passe Brossage Brossage Brossage
Nature Azote Azote Protection gazeuse sur envers de la soudure
Débit 9 L/min 9 L/min
Préchauffage : ≥ 5°C Préparation des bords : meulage et contrôles visuels Traitement thermique après soudage : aucun Remarque : température entre passes < 175°C
Tableau II.3 : paramètres de soudage
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 78 -
Figure II.15 : représentation du cordon de soudure
Trois configurations de maquettes (Tableau II.2) seront testées :
- Etat 1 = maquette issue du tube sans soudure → état de référence.
- Etat 2 = maquette issue du tube avec soudure non-arasée (indice de contrainte Kt =1,7).
- Etat 3 = maquette issue du tube avec soudure arasée (indice de contrainte Kt =1,1).
II. 4. 2. Mise en œuvre des essais de fatigue
Les essais réalisés sont des essais de fatigue mécanique à déformation imposée. La
sollicitation principale appliquée à la maquette est une flexion générant des contraintes positives
en peau externe. Tous les essais sont réalisés à une fréquence de 1 Hz, avec un rapport Rσ=0, et
une déformation initiale non-nulle.
La Figure II.16 montre le montage expérimental retenu et le sens du déplacement imposé
à la maquette. Un méplat est usiné sur la partie supérieure de la maquette pour assurer le contact
avec la traverse de la machine.
Figure II.16 : montage d’essai de fatigue
Jauge
d’extensométrie
3 mm
1 mm
80°
18 m
m
EXT.
INT. 1 2 3
4 5
6 10
8 9 11 7
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 79 -
Le pilotage de l’essai est réalisé à partir du déplacement du vérin. Le déplacement du vérin
a été préalablement calibré manuellement à partir des déformations mesurées par des jauges
placées sur la maquette dans la zone d’étude (Figure II.16), zone de déformation locale maximale.
Pendant l’essai, on enregistre la force appliquée en fonction de la déformation ou du déplacement
de vérin.
Le critère d'arrêt de l’essai est basé sur une chute de 25% du chargement stabilisé, ou
106 cycles si ce critère d'arrêt n’est pas atteint (Figure II.17).
Figure II.17 : critère d'arrêt
Le choix du taux de déformation imposé est basé sur les retours d’expérience pour ce
type de matériau (Figure I.6).
Pour un indice de contrainte Kt=1, on a :
- εa=1% pour 103 cycles,
- εa=0,2% pour 105 cycles,
- εa=0,1% pour 106 cycles.
Remarque : notre démarche expérimentale ne permet pas d’atteindre des taux de
déformation importants (de l’ordre de 1%) sous peine de ruine de la maquette par flambement.
Le taux maximal appliqué est de 0,2%.
II. 5. Programme expérimental
La procédure expérimentale démarre par une campagne de mesures de contraintes
résiduelles (CR) superficielles, comme décrit sur la Figure II.18.
Des mesures sont faites avant et après la découpe de l’anneau en deux parties, pour en
analyser l’effet. La découpe ne se fait pas selon le plan de symétrie de l’anneau : la partie la plus
longue est utilisée en fatigue et seules des mesures de CR superficielles y sont réalisées, la partie la
plus courte est utilisée pour des mesures de profils de CR dans l’épaisseur (Figure II.18).
F
N
-25% du
chargement
stabilisé
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 80 -
Figure II.18 : points de mesures de contraintes résiduelles
Le Tableau II.4 résume les principales étapes du programme d’essais, pour chaque essai
de fatigue, on indique le demi-déplacement du vérin Pa et l’amplitude de déformation εa de la
maquette associée.
Essai de fatigue Configuration de maquette
Mesure de CR en surface
Profil de contraintes résiduelles
Evaluation des CR à 0, 5, 1 000, 11 000 et 111 000 cycles
Sans arrêt jusqu’à fissuration ou 106 cycles
Brute (B) B1 à B6
B1 et B4 (par diffraction RX et polissage électrolytique)
B6 Pa=±0,47mm εa=±0,052%
B1 Pa=±0,7mm εa =±0,092%
B4 Pa=±0,8mm εa =±0,093%
B2 Pa=±0,9mm εa =±0,095%
Soudée (S) S1 à S6 S3
Pa=±0,6mm εa =±0,07%
S2 Pa=±1,07mm εa =±0,121%
S1 Pa=±0,8mm εa =±0,085% (+ analyse de
propagation de fissure)
S4 Pa=±0,9mm εa =±0,094%
SA6 Pa=±0,63mm εa =±0,07%
SA2 Pa=±0,96mm εa =±0,108%
SA3 Pa=±0,9mm εa =±0,094%
SA5 Pa=±1,08mm εa =±0,11%
Soudée-arasée (SA)
SA1 à SA6
SA2-SA3-SA5-SA6 (par DRX + polissage électrolytique jusqu’à 50 microns de profondeur, puis méthode du perçage incrémental)
Remarque : Pa = amplitude de déplacement du plateau-vérin
εa = amplitude de déformation
Tableau II.4 : programme expérimental
Mesure de σrés en surface
Profil de σrés (1 mm)
Plan de coupe
Maquette de
fatigue
Anneau complet
Maquette pour profil
de contraintes résiduelles
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 81 -
Ce tableau permet de visualiser rapidement les essais subis par chaque maquette,
référencée par une initiale correspondant à la configuration (B pour brute, S pour soudée, SA
pour soudée-arasée) et un chiffre. On précise également les moyens mis en œuvre pour la
détermination des contraintes résiduelles.
Un lot de deux maquettes de chaque type sert aussi à l’étude de l’évolution des contraintes
résiduelles. Pour cela, on arrête les essais et on mesure les contraintes résiduelles aux nombres de
cycles suivants :
- 0 cycle,
- 5 cycles,
- 103 cycles,
- 104 cycles,
- 105 cycles.
La chronologie des essais est la suivante :
1- éprouvettes brutes,
2- éprouvettes soudées et arasées,
3- éprouvettes soudées.
Remarques : cette chronologie est dictée par l’instrumentation en jauge des maquettes et
l’obtention des relations déformation – déplacement du vérin.
Selon la configuration, la zone instrumentée par jauges peut varier (Figure II.19).
Figure II.19 : emplacement des jauges sur maquettes soudées-arasées (haut) et soudées (bas)
Jauges collées sur la même zone,
arasée ou non
Chapitre II : Démarche expérimentale
- 82 -
Conclusion du chapitre II
Dans ce chapitre, nous avons mis en place les procédures et les moyens expérimentaux
pour obtenir des maquettes adéquates. Un soin particulier est apporté à la réalisation des
soudures et des opérations de parachèvement afin d’obtenir des résultats reproductibles. Les
modes d’obtention des maquettes soudées et les techniques d’arasage respectent les
recommandations du RCC-M.
Tous les matériaux de l’étude sont caractérisés d’un point de vue mécanique et
métallurgique.
La démarche expérimentale adoptée permet d’étudier parallèlement les contraintes
résiduelles, leur évolution, ainsi que leur influence sur la durée de vie des maquettes. Les états de
surface sont caractérisés.
Les paramètres de contrôle et d’arrêt des essais de fatigue adoptés sont basés sur les
retours d’expérience dans le domaine.
- 83 -
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 84 -
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 85 -
III. RESULTATS EXPERIMENTAUX
Introduction
Ce chapitre présente les principaux résultats portant sur les contraintes résiduelles et la
tenue en service. Les contraintes résiduelles à l’état initial sont déterminées, par méthode de
diffraction des rayons X en peau, pour toutes les maquettes (brutes, soudées, soudées-arasées). Le
suivi de l’évolution des contraintes résiduelles est réalisé lors des essais de fatigue. Le profil des
contraintes résiduelles est déterminé par les méthodes de diffraction des RX et du perçage
incrémental.
Une analyse métallurgique et mécanique permet de compléter la caractérisation des
matériaux. Les états de surface, avant et après arasage, sont caractérisés par leur rugosité.
La tenue en service est caractérisée par les essais de fatigue, les différentes configurations
(brutes, soudées, soudées-arasées) sont étudiées à des niveaux de chargement différents.
L’objectif de cette partie est d’évaluer l’influence des opérations de parachèvement
mécanique et des contraintes résiduelles sur la tenue en service. Une étude spécifique est
consacrée à la vitesse de propagation de fissure sur une maquette soudée.
III. 1. Caractérisation des maquettes
Pour rappel, les maquettes étudiées sont issues d’un tube en acier inoxydable 304L, avec
ou sans soudure. Les propriétés des matériaux, les opérations de soudage et de finition de surface
sont conformes aux recommandations du RCC-M.
Dans ce paragraphe, on donnera les principales caractéristiques chimiques, métallurgiques
et mécaniques nécessaires à l’étude.
III. 1. 1. Composition chimique
La composition chimique du métal composant le tube (métal de base) et celle du métal
d’apport de la soudure sont déterminées par spectrométrie par étincelage. Les teneurs pondérales
de chaque élément d’alliage figurent dans le Tableau III.1.
C Cr Ni Cu Mn Si Ti V
Métal de base (tube) Acier AISI 304L
0,008 18,35 9,75 0,175 1,83 0,30 0,022 0,09
Métal d’apport (soudure) Acier AISI 308L
0,007 19,00 9,25 0,035 1,59 0,50 0,002 0,095
Tableau III.1 : composition chimique (en % massique)
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 86 -
Les valeurs, conformes à la norme NFA 49117, sont celles d’un acier de type X2 CR-Ni
18-9.
III. 1. 2. Propriétés mécaniques
Les caractéristiques mécaniques à température ambiante sont déterminées au moyen
d’essais de traction selon la norme NF EN 10002-1. Des mesures de dureté Hv30 sont réalisées sur
les joints soudés. Le Tableau III.2 récapitule les principales valeurs.
Rp0,2% Rm A Hv30
Métal de base 266 MPa 591 MPa 53% 160
Métal d’apport ZAT Métal de base Métal d’apport 390 MPa 579 MPa 52%
205 187 160
Tableau III.2 : caractéristiques mécaniques des maquettes
Deux éprouvettes sont prélevées dans le sens long du métal de base (MB) et deux autres
dans le même sens du métal d’apport (MA) du joint soudé. Des essais de traction sont menés sur
les quatre éprouvettes. Les courbes rationnelles de traction associées sont données par la Figure
III.1.
0
100
200
300
400
500
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
Déformation (%)
Con
trai
ntes
(M
Pa)
Métal d'apport
Métal de base
Figure III.1 : courbes de traction rationnelles
On remarque que le métal d’apport présente des caractéristiques mécaniques, en limite
élastique et charge à la rupture, supérieures à celle du métal de base. La limite élastique à 0,2% du
métal d’apport est supérieure de 125 MPa par rapport au métal de base. Dans le domaine
élastique, les deux matériaux ont des modules de Young très proches.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 87 -
III. 1. 3. Observations métallographiques
Des coupes macrographiques transversales et longitudinales d’une soudure sont réalisées
sur une maquette soudée en acier 304L (Figure III.2), elles permettent de distinguer les
différentes passes du cordon de soudure.
(coupe transversale)
(coupe longitudinale)
Figure III.2 : macrographies de soudures longitudinales de maquettes soudées
On observe une texture hétérogène, avec de gros grains colonnaires orientés
perpendiculairement au sens du cordon pour chaque passe. Le métal de base du tube présente
une texture uniforme.
On retrouve cette différence d’orientation au niveau microscopique. La Figure III.3
montre la microstructure de la zone de transition et révèle une structure austénitique. On
constate un grossissement significatif des grains dans la zone de transition, sur 400 microns de
large.
Figure III.3 : microstructure de la zone de transition soudure-métal de base, anneau en 304L
Le taux de ferrite résiduelle est mesuré à l’aide d’un ferritescope dans la soudure. Il s’élève
en moyenne à 10% (résultat conforme au diagramme de Schaeffler).
18,5mm
18,5mm
Soudure Zone de transition Métal de base
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 88 -
Pour les maquettes arasées, les microstructures observées (Figure III.4) ne présentent pas
de grossissement de grains. La taille des grains est comparable à celle observée à cœur des
échantillons. Ceci ne permet pas de caractériser l’effet de l’arasage en peau, ce qui nécessite
l’utilisation d’une méthode d’indentation généralement employée pour déterminer les films
minces [CHI94] [CHI95].
Figure III.4 : micrographies des surfaces arasées en métal de base (a) et métal d’apport (b)
Cette méthode consiste à mesurer la dureté en extrême surface, par des indentations
effectuées perpendiculairement à la surface arasée et sous des charges croissantes. Le principe est
de caractériser par indentation des profondeurs de plus en plus grandes en utilisant des charges
d’indentation croissantes. Notre objectif est d’évaluer la profondeur affectée par l’opération
d’arasage.
Deux maquettes soudées-arasées sont testées avec des charges comprises entre 1 N et
500 N. La Figure III.5 représente la moyenne de la dureté Vickers en fonction de l’inverse de la
longueur diagonale de l’empreinte d. En l’absence d’arasage, la dureté du matériau de base est de
l’ordre de 200 Hv.
0
50
100
150
200
250
300
350
0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14
1/d (en microns)
Dur
eté
Hv
Figure III.5 : profil de dureté Vickers sur maquettes soudées-arasées
Zone II
Zone I
(affectée par l’arasage)
Profondeur :
50 microns ←←←←cœur surface →→→→
0 µµµµm 100 0 µµµµm 100
a b
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 89 -
La courbe obtenue montre une partie où la dureté est constante (zone I, de l’ordre de
300 Hv), puis une partie (zone II) où la dureté est décroissante jusqu’à la valeur à cœur (200 Hv,
en accord avec la valeur présenté dans le Tableau III.2). La zone I correspond au comportement
de la zone écrouie lors de l’opération d’arasage. La décroissance observée pour les charges élevées
correspond à la perte d’influence de la zone affectée par l’arasage sur le matériau non-affecté.
Selon les travaux de Jönsson et Hogmark [JON84], la transition entre ces deux zones se produit
lorsque la diagonale d’empreinte d est égale à l’épaisseur de la zone affectée par l’opération
d’arasage.
On peut conclure que l’écrouissage issu de l’opération d’arasage affecte le matériau sur
une profondeur de l’ordre de 50 microns.
III. 1. 4. Mesure de la température lors du meulage
Les études sur l’arasage montrent que la température lors de cette opération peut
atteindre des valeurs relativement élevées et joue un rôle important dans la genèse des contraintes
résiduelles. En complément de la caractérisation de la structure métallurgique et de la profondeur
de la couche écrouie, nous avons effectué des mesures de température lors du passage de la
meule, par thermographie infrarouge, à l’aide d’une caméra de marque CEDIP type Jade III
(Figure III.6).
Figure III.6 : opération d’arasage en thermographie infrarouge
Cette technique permet la mesure de la température sans contact, avec ses variations
temporelles et spatiales. Le système d'acquisition, équipé de détecteurs quantiques, est conçu pour
transformer l’image captée dans le domaine infrarouge, fonction de la luminance de l'objet
observé, en une image visible et analysable.
L’acquisition des images est réalisée à une fréquence de 50 Hz, pour un temps
d’intégration de 305 ms. Le système est étalonné à l’aide de prises de température par
thermocouples sur la surface de l’échantillon arasé. L’émissivité de la zone arasée est corrigée à
l'aide d'un corps de référence proche du corps noir idéal, elle est estimée à 0,3 (la littérature
donne une valeur de 0,2 pour le même matériau poli à température ambiante [TIR27]).
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 90 -
La température est mesurée en surface de l’échantillon juste après le passage de la meule,
la valeur peut donc être légèrement sous-estimée. Pour un enlèvement de matière de 0,2 mm, on
atteint une température maximale de l’ordre de 350°C (Figure III.7).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 2 4 6 8 10Temps (s)
Tem
péra
ture
(°C
)
Figure III.7 : profil de température lors de l’opération d’arasage
Remarque : [BLE03] a déterminé à l’aide de thermocouples, sur un acier inoxydable
austénitique 316L, que la température atteignait environ 400°C pour des conditions d’arasage
similaires.
A ces températures, l’acier étudié ne subit aucune transformation structurale.
III. 1. 5. Rugosité
Plusieurs auteurs associent l’état de surface à la rugosité et aux contraintes résiduelles. La
rugosité peut engendrer, par les effets d’entaille, des concentrations de contraintes en peau, qui
peuvent défavoriser la tenue en fatigue. Dans notre étude, les rugosités ont été mesurées sur les
maquettes le permettant.
Ces mesures de rugosité sont effectuées selon une génératrice de l’anneau. Pour les
maquettes soudées-arasées ceci correspond au sens perpendiculaire aux stries d’arasage (Figure
III.8).
Figure III.8 : direction d’avancée du palpeur
Sens perpendiculaire
aux stries d’arasage
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 91 -
Remarque : l’état de surface des cordons de soudure ne permet pas d’effectuer des
mesures de rugosité (valeurs hors limite du rugosimètre).
On constate que toutes les rugosités, pour les maquettes soudées-arasées (Tableau III.4),
sont supérieures à celles mesurées sur les maquettes brutes (Tableau III.3). L’augmentation est de
45% en moyenne. Dans les deux cas, les résultats répondent aux exigences (en moyenne pour les
maquettes soudées-arasées) des normes de fabrication. Celles-ci imposent une valeur du
paramètre Ra inférieure à 6,3 µm.
Maquettes B1 B2 B4 B6 Moyenne
Ra 2,4 2,74 3,46 5,19 5,7 3,90±1,47 Rq 3,07 3,47 4,55 6,14 6,81 4,81±1,63 Rt 18 17,8 23 29,4 31,3 23,90±6,28 Rmax 18 17,8 23 29,4 31,3 23,90±6,28
Tableau III.3 : mesures de rugosité (en µm) des maquettes brutes
Maquettes SA2 SA3 SA5 SA6 Moyenne
Ra 6,75 3,56 4,09 2,03 4,05 3,97 8,71 8,74 3,5 11,33 6,06 5,71±2,87 Rq 8,47 4,44 5,17 2,59 5,18 5,04 11,14 10,53 4,32 13,08 7,32 7,03±3,35 Rt 42,2 30,8 29,7 15,6 27,6 28,4 56,3 44,4 24 56,3 32,8 35,28±13,01 Rmax 42,2 30,8 29,7 15,6 27,6 28,4 56,3 44,4 24 56,3 32,8 35,28±13,01
Tableau III.4 : mesures de rugosité (en µm) des maquettes soudées-arasées
III. 1. 6. Vérification dimensionnelle
Différentes opérations mécaniques et de soudage ont été nécessaires à l’obtention des
maquettes d’essai. Toutes ces opérations peuvent influer sur les dimensions de nos maquettes. De
plus, le type d’essai de fatigue peut engendrer une perte de rigidité qui se traduit à son tour par
des variations dimensionnelles. Afin de vérifier ces modifications dimensionnelles, le diamètre
extérieur des maquettes est mesuré :
- avant et après soudage,
- avant et après découpe,
- avant et après essai de fatigue.
La Figure III.9 regroupe les résultats de mesure pour les trois types d’éprouvettes (brutes,
soudées et soudées-arasées), avant et après découpe en demi-anneaux (partie gauche du
graphique). Après essais de fatigue (partie droite), les résultats sont donnés en fonction du niveau
de déplacement imposé.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 92 -
165
166
167
168
169
170
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2
Amplitude de déplacement du vérin (mm)
Anneaux brutsAnneaux soudésAnneaux soudés-arasés
Figure III.9 : évolution du diamètre externe des maquettes
en fonction des opérations de soudage, de découpe et des essais de fatigue
On constate que la réalisation des joints soudés entraîne une modification importante de
la géométrie globale des maquettes (chute de 2,5 mm du diamètre extérieur). La phase de
découpe provoque une chute de 0,5 mm pour les maquettes brutes, et une augmentation de
1,5 mm pour les maquettes soudées et soudées-arasées. L’arasage n’apporte pas de modifications
dimensionnelles.
Ces observations se retrouvent également dans le comportement lors de l’opération de
découpe : les anneaux bruts « se sont refermés » légèrement sur le disque de découpe, alors que
les anneaux soudés et soudés-arasés « se sont ouverts ».
L’ensemble de ces observations donne une indication sur l’état général en traction ou en
compression des éprouvettes, ce qui est confirmé par les mesures de contraintes résiduelles en
peau (paragraphe III. 2. ).
La seconde partie du graphique montre la diminution du diamètre extérieur en fonction
de l’augmentation du déplacement imposé. Ceci traduit une plastification globale des maquettes,
quelle que soit leur type. Cette chute, plus importante pour les maquettes brutes, met en évidence
une différence de comportement en présence des joints soudés. Les maquettes soudées et
soudées-arasées sont plus rigides et peuvent supporter des chargements plus importants.
Diminution
du diamètre
à la découpe
Augmentation
du diamètre
à la découpe
→→→→ Déplacement Pa maximum imposé (mm)
Diam
ètre de l’a
nnea
u (m
m) Avant essai de fatigue
Influence
du soudage
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 93 -
III. 2. Contraintes résiduelles
Dans cette étude, on caractérise l’influence des contraintes résiduelles (CR) sur la tenue en
service. Ces CR, d’origines thermique et mécanique, peuvent atteindre des niveaux importants et
affecter des zones plus ou moins profondes. On les détermine en peau et dans l’épaisseur, et on
étudie leur stabilité dans le temps.
Les mesures sont réalisées majoritairement à l’aide d’un système portable de diffraction
des rayons X, et complétées en cas de nécessité par la méthode du perçage incrémental.
La démarche expérimentale englobe plusieurs campagnes de mesures, organisées par
configuration de maquette (brutes, soudées-arasées puis soudées). L’évolution des CR, avant et
après découpe, et au cours du temps, est abordée par des mesures au cours des essais de fatigue.
Les résultats présentés dans cette partie concernent les contraintes circonférentielles,
contraintes principales les plus importantes.
III. 2. 1. Maquettes brutes
Un échantillon annulaire en acier 316L à l’état hypertrempé a servi de référence pour la
mesure des CR. La CR circonférentielle moyenne en peau externe est de l’ordre de -340 MPa. On
constate un état général de compression en peau externe.
Contraintes résiduelles à l’état initial
Les mesures sur anneaux bruts, présentées dans le Tableau III.5, ont été réalisées en
surface et selon la direction circonférentielle de six maquettes (référencées B1 à B6). Les points
de mesure sont disposés sur chaque maquette selon la Figure III.10.
Figure III.10 : disposition des points de mesure de CR sur anneaux bruts
1
2
3
4
5
6
7
8
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 94 -
Point de mesure Anneau B1 Anneau B2 Anneau B3 Anneau B4 Anneau B5 Anneau B6
1 -114±20 -314±19 -30±12 150±10 95±18 -181±25
2 -104±11 -177±18 174±18 -113±8 249±10 -134±20
3 -22±23 75±19 44±10 -39±10 80±22 -90±9
4 -1±15 -48±23 -85±13 -169±14 -262±17 -223±25
5 -246±14 -106±13 -207±24 -67±34 -55±22 -160±11
6 -212±17 -89±13 -147±18 -291±22 -114±22 -161±21
7 - -171±29 45±19 -145±7 -62±19 -193±13
8 -265±14 -140±31 -47±13 -131±14 57±11 -273±24
Moyenne -138±16 -121±21 -32±16 -100±15 -2±18 -177±18
Tableau III.5 : CR sur anneaux bruts avant découpe (en MPa)
Deux anneaux (B3 et B5, colonnes surlignées dans le tableau ci-dessus) présentent des
valeurs hétérogènes sur la circonférence de l’anneau (une moitié en traction, l’autre en
compression, et une ligne médiane de CR nulles), ce qui laisse supposer que ces anneaux ont été
écrasés. Ils sont de ce fait écartés de la campagne d’essais.
On constate un état général de compression (moyenne de l’ordre de -180±18 MPa). Ce
niveau plus faible en moyenne par rapport à l’anneau de vérification en acier 316L peut
s’expliquer par les opérations de réalisation de l’épaulement. L’état général de compression est en
accord avec les observations du paragraphe III. 1. 6. : les anneaux bruts « se sont refermés » sur le
disque de découpe lors de la phase de découpe.
On s’appuie sur les résultats de cette série de mesures pour sélectionner les parties
d’anneau qui serviront lors des essais de fatigue, parties présentant des niveaux de CR homogènes
(points 6, 7 et 8 des anneaux B1, B2, B4 et B6, selon la Figure III.10).
Ces anneaux sont découpés et les CR aux points 6, 7 et 8 sont déterminées. Le Tableau
III.6 regroupe ces résultats après découpe. En complément, les CR au niveau de la zone de
découpe sont vérifiées, afin de caractériser l’influence de la découpe. On remarque que celle-ci est
très limitée puisqu’on retrouve l’état de contraintes moyen à quelques millimètres de la zone de
découpe.
Tableau III.6 : CR sur maquettes brutes après découpe (en MPa)
On constate que l’opération de découpe entraîne une faible chute du niveau moyen des
CR qui restent de compression (-150±16 MPa).
Cet état général est propre à la géométrie tubulaire avec une forte épaisseur des
maquettes ; des mesures réalisées sur des maquettes ayant subi un chargement plastique puis un
traitement d’hypertrempe donnent des résultats similaires.
Point de mesure Maquette B1 Maquette B2 Maquette B4 Maquette B6
6 -159±16 -49±11 -297±24 -94±19 7 - -129±19 -131±8 -109±10 8 -223±8 -127±30 -132±16 -182±21
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 95 -
Le Tableau III.7 synthétise les valeurs de contraintes résiduelles avant et après découpe,
sur les maquettes brutes servant aux essais de fatigue.
Maquette B1 Maquette B2 Maquette B4 Maquette B6
Avant découpe -241±14 -127±22 -158±20 -196±17
Après découpe -191±12 -102±20 -187±16 -128±17
Tableau III.7 : CR sur maquettes brutes avant et après découpe (en MPa)
Remarque : les quatre maquettes servent aux essais de fatigue, les maquettes B1 et B6 sont
utilisées en plus pour la caractérisation de l’évolution des CR dans le temps. Ce choix est basé sur
le niveau moyen des CR dans la zone d’étude.
Contraintes résiduelles après cyclage
Lors des essais de fatigue, on suit l’évolution des CR. Pour cela les essais sont
régulièrement interrompus, à des nombres de cycles imposés, pour effectuer des mesures de CR.
Cette démarche est appliquée aux maquettes B1 et B6, soumises à des chargements différents. La
maquette B1 est soumise à un déplacement plus important (Pa=±0,7 mm, à Rσ=0) que la
maquette B6 (Pa=±0,47 mm). Celui-ci reste dans le domaine élastique tandis que B1 passe
légèrement dans le domaine plastique. Le Tableau III.8 récapitule les principaux résultats de
relaxation.
Nombre de cycles 0 5 1 000 11 000 111 000 1 000 000
Point 6 -159±16 21±17 33±17 24±13 32±11 33±17
Point 8 -223±8 80±6 92±10 96±8 74±9 75±7 Maquette B1
Pa=±±±±0,7 mm Moyenne -191±12 51±12 63±14 60±11 53±10 54±12
Nombre de cycles 0 5 1 000 11 000 111 000 1 000 000
Point 6 -94±19 -43±19 -38±16 -41±24 -55±20 -48±24
Point 7 -109±10 -52±9 -49±12 -46±10 -54±13 -61±10
Point 8 -182±21 -104±17 -105±18 -92±19 -101±19 -86±18
Maquette B6
Pa=±±±±0,47 mm
Moyenne -128±17 -66±15 -64±15 -60±18 -70±17 -65±17
Tableau III.8 : évolution des CR (en MPa)
en fonction du nombre de cycles sur maquettes brutes
On constate qu’au cours de l’essai, les CR, initialement de compression pour la maquette
B1, évoluent en quelques cycles et changent de signe pour passer à des contraintes de traction
très faibles. Ceci peut s’expliquer par le niveau important des contraintes maximales appliquées,
de l’ordre de 400 MPa en peau externe, à comparer à la limite élastique du matériau, de l’ordre de
270 MPa. Ce nouvel état de CR est ensuite stable au cours du reste de l’essai.
Pour la maquette B6, chargée dans le domaine élastique, on constate une évolution
partielle des CR lors des premiers cycles de l’essai, puis une stabilisation au cours du reste de
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 96 -
l’essai. L’état général de compression est partiellement conservé (niveau de contraintes appliquées
de l’ordre de 270 MPa).
On peut à ce stade conclure, pour une maquette brute, que l’évolution est plus importante
lorsque la contrainte appliquée dépasse la limite élastique du matériau, et que cette évolution se
produit lors des premiers cycles.
III. 2. 2. Maquettes soudées-arasées
Pour les maquettes soudées-arasées, la caractérisation des contraintes résiduelles en
surface est spécifique à chaque zone métallurgique du joint soudé : le métal d’apport (repéré MA),
la zone affectée thermiquement (ZAT), et le métal de base (MB).
Contraintes résiduelles à l’état initial
Les mesures de CR sont réalisées (selon la Figure III.11) sur les six anneaux soudés-
arasés.
Figure III.11 : disposition des points de mesure de CR sur anneaux soudés-arasés
Anneau SA1 Anneau SA2 Anneau SA3 Moyenne Point de mesure
Gauche Droite Gauche Droite Gauche Droite
MA 880±17 795±5 782±7 1065±13 953±10 809±6
ZAT 746±10 835±7 972±11 1133±10 756±9 723±9
MA 903±10
MB 160±14 172±13 152±6 234±11 245±11 80±11
Anneau SA4 Anneau SA5 Anneau SA6 Point de mesure
Gauche Droite Gauche Droite Gauche Droite
ZAT 890±8
MA 938±18 1026±9 1079±12 938±18 1026±9 1079±12
ZAT 923±7 934±6 914±8 923±7 934±6 914±8
MB 263±13 106±9 166±9 263±13 106±9 166±9
MB 192±14
Tableau III.9 : CR sur anneaux soudés-arasés avant découpe (en MPa)
Les CR sont de traction (Tableau III.9), ce phénomène se vérifie lors de la découpe de
l’anneau (paragraphe III. 1. 6. ).
Partie droite Partie gauche
ZAT
MA
MB ZAT
MB
MA
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 97 -
Etant donné l’hétérogénéité structurale de la zone soudée, on remarque des niveaux de
CR différents selon les zones. La zone arasée couvre le cordon de soudure (MA) et la ZAT, et est
le siège de CR plus élevées (environ 900±9 MPa alors que le reste de l’anneau est aux alentours
de 190±14 MPa).
Le choix des quatre maquettes destinées aux essais de fatigue (SA2, SA3, SA5 et SA6) est
basé sur l’état de surface de la zone arasée qui répond au mieux aux recommandations du RCC-M
(absence d’irrégularité, de discontinuité et de concavité en surface). Les anneaux SA1 et SA4 sont
écartés de la campagne d’essais et les maquettes SA6 et SA2 sont utilisées en plus pour la
caractérisation de l’évolution des CR.
La démarche étant similaire à celle des maquettes brutes, les mêmes points de mesure
sont repris après découpe. Le Tableau III.10 donne les valeurs de CR avant et après découpe, sur
les maquettes servant aux essais de fatigue.
Maquette SA2 Maquette SA3 Maquette SA5 Maquette SA6 Moyenne
MA 782±7 953±10 1079±12 796±8 902±9
ZAT 972±11 756±9 914±8 962±5 901±8 Avant
découpe MB 152±6 245±11 166±9 241±26 201±13
MA 673±6 738±9 897±11 667±9 744±±±±9
ZAT 815±9 622±10 774±10 812±7 756±±±±9 Après
découpe MB 70±10 125±9 36±10 75±19 76±±±±12
Tableau III.10 : CR sur maquettes soudées-arasées
avant et après découpe (en MPa)
On constate que, pour les maquettes soudées-arasées, la découpe entraîne une chute du
niveau des CR, homogène sur les trois zones de mesure (de l’ordre de 150 MPa). Cette chute est
relativement plus importante sur le métal de base que sur la zone arasée (chute de 60% pour le
métal de base et 16% pour la zone arasée).
Contraintes résiduelles après cyclage
L’évolution des CR est suivie lors des essais de fatigue, comme dans le cas précédent.
Pour cela les essais sont régulièrement interrompus, à des nombres de cycles imposés, pour
effectuer des mesures de CR. Cette démarche est appliquée aux maquettes SA2 et SA6, soumises
à des chargements différents. La maquette SA2 est soumise à un déplacement plus important
(Pa=±0,96 mm, à Rσ=0) que la maquette SA6 (Pa=±0,63 mm). Le Tableau III.11 récapitule les
principaux résultats.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 98 -
Nombre de cycles 0 5 1 000 10 000 111 000 512 000
MA 673±6 657±16 591±11 657±16 587±8 551±7
ZAT 815±9 652±11 645±9 632±11 640±7 625±6 Maquette SA2
Pa=±±±±0,96 mm MB 70±10 210±11 207±10 202±12 196±9 196±10
MA 667±9 652±10 649±12 631±11 645±12
ZAT 812±7 781±7 780±9 780±9 777±8 Maquette SA6
Pa=±±±±0,63 mm MB 75±19 84±20 76±16 77±17 74±17
Tableau III.11 : évolution des CR (en MPa)
en fonction du nombre de cycles sur maquettes soudées-arasées
Pour les deux maquettes soudées-arasées, l’évolution des contraintes résiduelles a toujours
lieu au cours des premiers cycles. L’état global reste en traction à des niveaux élevés, le
chargement appliqué ne permettant pas d’effacer cet état.
Dans le métal d’apport, le niveau de CR initial passe de 670±6 MPa à 630±12 MPa en
quelques cycles puis se stabilise. La chute reste très faible (6%), quel que soit le chargement
appliqué.
Pour la zone affectée thermiquement, l’évolution des CR dépend du niveau de
chargement appliqué. La chute des CR est plus importante pour la maquette ayant subi le
chargement le plus important (20% pour SA2 contre 4% pour SA6). L’évolution des CR dans la
ZAT est sensible au niveau du chargement.
Le niveau de chargement influence la redistribution des CR dans le métal de base. Pour le
niveau de chargement élevé, la contrainte résiduelle de traction augmente (de 70±10 à
200±11 MPa) alors qu’elle diminue dans les autres zones, ce qui laisse présager une initiation de
fissuration dans cette zone.
Pour le chargement inférieur (SA6), le niveau des CR dans le métal de base n’est pas
modifié.
On peut conclure qu’il y a une redistribution non-homogène des contraintes, due
probablement à la différence de propriétés mécaniques des trois zones (paragraphe III. 1. 2. ).
Dans ce cas, contrairement à un matériau homogène, on parlera de redistribution des contraintes
plutôt que de relaxation.
Comparaison intermédiaire des résultats
La comparaison des résultats obtenus sur les maquettes brutes et soudées-arasées montre
que :
- les CR initiales sont de signes opposés : les maquettes brutes présentent un état de
compression et les soudées-arasées un état de traction,
- l’évolution des CR jusqu’à stabilisation se déroule lors des premiers cycles dans les deux
cas,
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 99 -
- le niveau de CR stabilisé est élevé pour les maquettes soudées-arasées (de l’ordre de
700 MPa en zone arasée) et très faible pour les maquettes brutes.
III. 2. 3. Maquettes soudées
Cette partie concerne la détermination des CR sur les maquettes soudées sans
parachèvement. Cette configuration présente des irrégularités géométriques et structurales, ce qui
rend complexe, voire impossible, la détermination des CR par diffraction des rayons X.
En effet la mesure de la déformation des plans cristallins de la matière est basée sur la
diffraction des rayons X sur la surface de l’échantillon. Ceci nécessite en surface une texture
uniforme (état de surface géométrique et structural régulier et représentatif du reste de
l’échantillon).
Le joint soudé étudié est réalisé en 9 passes avec une taille et une disposition particulières,
notamment en sommet du cordon. Les macrographies du joint soudé (Figure III.2, p. 87)
indiquent que la dernière passe comporte de très gros grains colonnaires, défavorables à la
précision de la mesure par diffraction des rayons X.
Malgré les soins expérimentaux d’usage, nous n’avons pas réussi à améliorer la dispersion
des résultats obtenus par diffraction des rayons X sur le cordon de soudure. Par contre, les
résultats obtenus sur la ZAT ne présentent pas de dispersion et permettront de caractériser les
maquettes soudées.
Contraintes résiduelles à l’état initial
Les CR sont déterminées dans la ZAT, avant découpe des anneaux, sur les trois zones
représentées en Figure III.12. Ces zones sont nommées ZAT sup et ZAT inf pour la partie de la
maquette servant aux essais de fatigue. La dernière zone correspond à la partie courte de la
maquette, dédiée à la détermination du profil des CR.
Figure III.12 : disposition des points de mesure CR sur anneaux soudés
Pour les six maquettes soudées, les résultats sont présentés dans le Tableau III.12.
Partie droite Partie gauche
ZAT sup
ZAT inf ZAT
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 100 -
Point de mesure Anneau S1 Anneau S2 Anneau S3 Anneau S4 Anneau S5 Anneau S6
ZAT gauche sup 263±15 412±21 561±14 432±16 611±7 498±15
ZAT gauche inf 259±9 597±10 552±12 299±22 391±13 391±16
ZAT droite 392±19 306±17 344±12 401±19 383±19 431±12
Moyenne 305±14 438±16 486±13 377±19 462±13 440±14
Tableau III.12 : CR sur anneaux soudés avant découpe (en MPa)
Les CR dans la ZAT des anneaux soudés sont de traction (420±15 MPa en moyenne).
Cet état global est confirmé par le comportement en ouverture lors de la phase de découpe
(paragraphe III. 1. 6. ).
Le niveau de ces CR est moins élevé que celui dans les mêmes zones sur les anneaux
soudés-arasés (890±8 MPa en moyenne). Dans la ZAT, l’opération d’arasage entraîne une
augmentation importante (+470 MPa) des contraintes résiduelles circonférentielles.
Sachant que l’exécution des deux cordons de soudure n’est pas réalisée simultanément,
l’état de CR résultant n’est pas identique sur les deux cordons. Les opérations de soudage peuvent
engendrer des défauts géométriques plus ou moins importants. C’est pourquoi le choix des quatre
maquettes destinées aux essais de fatigue est basé sur l’état de surface global des maquettes. Les
maquettes S5 et S6 présentaient des défauts de surface, elles sont écartées de la campagne d’essais
(résultats surlignés dans le tableau ci-dessus).
Les mêmes points de mesure ont été repris après l’opération de découpe des quatre
maquettes sélectionnées. Le Tableau III.13 récapitule les valeurs des CR.
Point de mesure Maquette S1 Maquette S2 Maquette S3 Maquette S4
ZAT gauche sup 119±13 424±9 362±12 212±24
ZAT gauche inf 124±16 393±13 412±15 147±12
ZAT droite 159±14 129±14 96±12 206±12
Moyenne 134±14 315±12 290±13 188±16
Tableau III.13 : CR sur maquettes soudées après découpe (en MPa)
On constate une chute des CR (150 MPa en moyenne), semblable à celle observée sur les
anneaux soudés-arasés. Cette observation est en accord avec l’augmentation du diamètre externe
observée lors de la découpe.
Le Tableau III.14 synthétise les valeurs des CR avant et après découpe. Les maquettes S2
et S3 sont utilisées pour la caractérisation de l’évolution des CR.
Maquette S1 Maquette S2 Maquette S3 Maquette S4
Avant découpe 261±12 505±16 557±13 365±19 Après découpe 121±14 408±11 387±14 180±18
Tableau III.14 : CR sur maquettes soudées avant et après découpe (en MPa)
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 101 -
Contraintes résiduelles après cyclage
Pour le suivi des CR dans le temps, la même démarche que pour les maquettes brutes et
soudés-arasées est appliquée aux maquettes soudées S2 et S3.
Les chargements appliqués sont différents : la maquette S2 est soumise à un déplacement
plus important (Pa=±1,07 mm, à Rσ=0) que la maquette S3 (Pa=±0,6 mm). Le Tableau III.15
récapitule les principaux résultats.
Nombre de cycles 0 5 1 000 11 000 53 000
ZAT sup 424±9 114±22 117±23 91±21 fissure
ZAT inf 393±13 269±16 209±7 252±12 310±8 Maquette S2
Pa=±±±±1,07 mm Moyenne 408±11 192±19 163±15 171±17
Nombre de cycles 0 5 1 000 11 000 96 000
ZAT sup 362±12 375±11 374±11 362±10 381±16
ZAT inf 412±15 91±14 84±15 76±12 70±12 Maquette S3
Pa=±±±±0,6 mm Moyenne 387±14 233±13 229±13 219±11 225±14
Tableau III.15 : évolution des CR (en MPa)
en fonction du nombre de cycles sur maquettes soudées
L’évolution des CR se fait principalement lors des premiers cycles (chute de 57% pour la
maquette S2 et 41% pour la maquette S3). La chute est plus importante pour le chargement le
plus élevé (S2).
Les CR initiales et après cyclage restent de traction, et sont stabilisées à 200±15 MPa en
moyenne.
Remarque sur les CR dans le métal d’apport
Malgré les difficultés de détermination des CR dans le métal d’apport, citées
précédemment, des mesures ont été réalisées au sommet du cordon de soudure, correspondant à
la dernière passe. Le Tableau III.16 résume les résultats obtenus, associés à leur écart-type. En
dépit des écarts-type importants, ces résultats permettent néanmoins d’avoir le signe des CR et
d’évaluer approximativement leur niveau dans cette zone.
Maquette S1 Maquette S2 Maquette S3 Maquette S4 Moyenne
MA avant découpe -485±71 -448±75 -307±87 -441±46 -420±69
MA après découpe -305±94 -363±119 -277±110 -314±100 -315±106
Tableau III.16 : CR dans le métal d’apport sur maquettes soudées (en MPa)
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 102 -
Les CR au sommet du cordon de soudure ont en moyenne une valeur de -420±69 MPa
avant découpe, et de -315±106 MPa après découpe. L’état de compression peut s’expliquer par le
mécanisme de refroidissement des passes lors du procédé de soudage.
Dans les mêmes zones après arasage, les CR changent de signe et passent à des niveaux
relativement élevés (902±9 MPa avant découpe de 744±9 MPa après découpe).
Comparaison intermédiaire des résultats
La comparaison, dans la ZAT, des résultats obtenus sur les maquettes soudées-arasées et
soudées montre que :
- les niveaux initiaux sont deux fois plus importants pour les maquettes soudées-arasées,
- l’évolution des CR jusqu’à stabilisation se déroule lors des premiers cycles dans les deux
cas,
- le niveau de CR stabilisé est 3,5 fois plus élevé pour les maquettes soudées-arasées,
- la découpe engendre des chutes de CR faibles et similaires dans les deux cas (150 MPa),
- l’influence du chargement sur l’évolution des CR au cours du cyclage est similaire dans
les deux cas.
Conclusion sur les contraintes résiduelles
Avant cyclage Après stabilisation (quelques cycles)
Brute -160±15 -5±14
Soudée MA -315±106 ±
ZAT 398±13 201±15
MB 73±15 140±14
Soudée-arasée MA 670±8 627±12 Maq
uette
ZAT 814±8 710±9 MB 73±15 140±14
Tableau III.17 : synthèse des résultats de CR avant et après stabilisation (en MPa)
En résumé, les résultats présentés dans le Tableau III.17 (moyennes sur l’ensemble des
résultats par configuration de maquette) permettent de caractériser l’influence d’opérations telles
que le soudage et l’arasage, en termes de contraintes résiduelles.
On constate qu’une structure tubulaire à l’état brut est dans un état global initial de
compression. Cet état est inversé après réalisation des deux cordons de soudure. Les CR de
traction augmentent lorsque ces cordons de soudure sont arasés.
Une étude de l’évolution des CR est menée et montre que celles-ci évoluent rapidement
(lors des 10 premiers cycles). Après stabilisation les CR en peau restent majoritairement de
traction, le niveau reste beaucoup plus élevé pour les maquettes soudées-arasées que pour les
maquettes brutes de soudure.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 103 -
Pour compléter cette caractérisation des CR on s’intéresse dans la partie suivante à la
détermination de leur profil en profondeur.
III. 3. Profils de contraintes résiduelles
Les contraintes résiduelles sont généralement caractérisées par leur niveau et leur signe en
peau ainsi que par leur répartition en fonction de la profondeur. La profondeur affectée par les
CR et leur gradient peuvent jouer un rôle sur la tenue en service des structures.
Pour la majorité des maquettes, les profils de contraintes résiduelles ont été déterminés à
l’aide de la méthode de diffraction des rayons X, associée à un enlèvement de matière par
polissage électrolytique (paragraphe I. 4. 3. ). Les profils de CR dans les maquettes soudées-
arasées ont nécessité l’emploi de la méthode de DRX pour les 50 premiers microns, et la
méthode du perçage incrémental pour le reste du profil. Les profils de CR pour les maquettes
soudées sont obtenus exclusivement par la méthode du perçage incrémental.
La Figure III.13 regroupe les profils de CR sur :
- les maquettes brutes,
- une maquette brute hypertrempée puis arasée,
- la ZAT d’une maquette soudée,
- le MA des maquettes soudées-arasées.
Les mesures sont effectuées tous les 20 microns, jusqu’à 100 microns de profondeur, puis
tous les 100 microns jusqu’à 800 microns de profondeur.
-400
-200
0
200
400
600
800
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Profondeur (microns)
Con
trai
ntes
rés
idue
lles
circ
onfé
rent
ielle
s (M
Pa)
Brute hypertrempée arasée
Soudées arasées
Soudées (ZAT)
Soudées (MA)
Brutes
Brute hypertrempée
Figure III.13 : profils de CR sur différents états de structures
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 104 -
L’évolution des CR en profondeur est plus accentuée pour les maquettes arasées. Les
maquettes brutes et brutes hypertempées présentent une zone de CR de compression importante
(supérieure à 700 microns). Pour les maquettes soudées, la ZAT et le métal d’apport présentent
une évolution de CR très faible sur la profondeur étudiée. Dans la ZAT, les CR sont stables et de
traction (+50 MPa) jusqu’à 450 microns de profondeur. Dans le métal d’apport, les CR sont
faiblement de traction sur les 100 premiers microns puis s’annulent et changent de signe.
Le profil obtenu pour les maquettes brutes est la moyenne de quatre séries de mesures.
On retrouve en surface une CR moyenne de -200 MPa. Les valeurs de ce profil restent stables à
ce niveau de compression, entre -150 MPa et -200 MPa, jusqu’à 700 microns de profondeur.
Pour la maquette brute hypertrempée, on retrouve une CR en peau de -320 MPa. A partir
de 50 microns de profondeur, le profil rejoint celui des maquettes brutes. Ils sont presque
confondus jusqu’à 300 microns de profondeur.
Une autre zone de cette maquette est soumise à une opération d’arasage, afin d’en
caractériser l’effet sur le profil de CR. L’opération d’arasage amène une augmentation de CR
supérieure à 1 000 MPa en peau (on passe d’un état de compression de -300 MPa à un état de
traction de +750 MPa). Le niveau chute rapidement jusqu’à +270 MPa sur 50 microns. On
remarque ensuite une décroissance jusqu’à 600 microns, où la contrainte s’annule. Ces résultats
sont comparables à ceux de [BLE03], obtenus sur des plaques et des tubes hypertrempés en acier
inoxydable 316L.
Le profil obtenu pour les maquettes soudées-arasées est la moyenne de quatre séries de
mesures réalisées dans le métal d’apport. On constate que ce profil est très proche de celui de la
maquette hypertrempée arasée. Le niveau des CR en peau reste élevé (+690 MPa) et connaît la
même évolution : chute à +300 MPa sur 50 microns puis baisse progressive jusqu’à 250 microns
et évolution presque stable au-delà.
En résumé, les profils les plus intéressants correspondent aux maquettes soudées-arasées
et brutes arasées (Figure III.14). On constate une évolution très rapide des CR sur les 70 premiers
microns (par exemple, pour la maquette soudée-arasée, les CR passent de 690 à 240 MPa). Entre
70 et 250 microns, cette baisse se poursuit plus modérément (de 240 à 110 MPa pour la même
maquette). Au-delà et jusqu’à 800 microns de profondeur, l’évolution des CR est très faible. Le
changement de signe se produit à une profondeur plus grande.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 105 -
-200
0
200
400
600
800
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Profondeur (microns)
Con
trai
ntes
rés
idue
lles
circ
onfé
rent
ielle
s (M
Pa)
Brute hypertrempée arasée
Soudées arasées
Figure III.14 : profils de CR sur maquettes arasées
On retiendra que :
- une maquette à l’état brut est dans un état de compression sur au moins 700 microns de
profondeur,
- l’arasage a le même effet quel que soit l’état initial de la structure parachevée (brute ou
métal d’apport initialement en compression, ou ZAT initialement en traction faible) et
génèrent des CR de traction élevées sur une profondeur de 100 microns.
III. 4. Résultats des essais de fatigue
Cette partie présente les résultats des essais de fatigue. La démarche expérimentale,
décrite plus en détail au paragraphe II. 4. , consiste à :
Figure III.15 : montage expérimental en fatigue mécanique
- appliquer un déplacement au niveau du
plateau-vérin,
- piloter l’essai en déformation imposée,
- suivre dans le temps la courbe
déplacement du vérin-force appliquée,
- enregistrer les paramètres principaux
de l’essai (force, position du plateau-
vérin, nombre de cycles et déformation
dans la zone d’étude).
Zone d’étude
Plateau-vérin
Plateau-traverse
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 106 -
Les essais présentés (Tableau II.4, p. 80) sont des essais de fatigue, réalisés sur des
maquettes semi-annulaires (Figure II.10, p. 74), à déformation imposée, à la fréquence de 1 Hz,
avec un rapport R proche de zéro (<0,1) afin d’assurer un contact permanent entre la maquette et
les deux plateaux.
L’amplitude notée Pa représente l’amplitude de déplacement, imposée autour de la
position moyenne. De même, les résultats en déformation imposée sont donnés en amplitude.
Chaque configuration (brute, soudée, soudée-arasée) est testée à l’aide de quatre
maquettes. Elles sont soumises à des essais de fatigue, et deux d’entre elles sont utilisées en plus
pour la caractérisation de l’évolution des CR.
Pour des raisons expérimentales, le pilotage automatique pour les grands nombres de
cycles est effectué à partir du déplacement du plateau vérin. Avant tout essai, la position du vérin
et la déformation donnée par les jauges dans la zone d’étude sont observées pendant quelques
cycles (Figure III.16).
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
Pos
ition
du
vérin
(m
m)
Figure III.16 : courbes position du vérin – déformation (métal de base)
Des jauges collées sur le métal de base, la ZAT et le métal d’apport vérifient que
l’adaptation se réalise en quelques cycles pour les trois matériaux, et que la relation entre la
déformation et la position du vérin devient rapidement linéaire.
Cette démarche permet de suivre l’évolution dans le temps de la force appliquée en
fonction des déformations relevées dans la zone d’étude.
Douze maquettes ont servi à cette partie de l’étude, le Tableau III.18 récapitule les
configurations étudiées ainsi que les conditions d’essai.
Partie en
cyclage
2.εa
2.Pa
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 107 -
Référence Pa (mm) εa (%)
B6 ±0,47 ±0,052 B1 ±0,7 ±0,092 B4 ±0,8 ±0,093
Brute
B2 ±0,9 ±0,095
S3 ±0,6 ±0,07 S2 ±1,07 ±0,121 S1 ±0,8 ±0,085
Soudée
S4 ±0,9 ±0,094
SA6 ±0,63 ±0,07 SA2 ±0,96 ±0,108 SA3 ±0,9 ±0,094 C
onfigura
tion d
e m
aquette
Soudée arasée
SA5 ±1,08 ±0,11
Tableau III.18 : programme d’essais de fatigue
Remarque : les maquettes B1, B6, S2, S3, SA2 et SA6 ont aussi servi au suivi de
l’évolution des CR.
III. 4. 1. Maquettes brutes
Les premiers essais sur les maquettes brutes permettent de vérifier l’adaptation du
matériau. Les courbes force-déformation couplées à un calcul numérique pour déterminer la
contrainte appliquée permettent de déterminer le module de Young de ce matériau. On constate
que la limite entre les domaines élastique et plastique n’est pas nette (Figure III.17),
comportement classique pour ce type d’acier. Après adaptation, le module de Young est estimé à
E = 170 000 MPa.
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce m
axim
ale
(kN
)
Figure III.17 : courbe force-déformation, maquettes brutes
Les maquettes sont testées à des niveaux de déformation croissants. Le suivi de
l’évolution des CR est réalisé à l’aide des maquettes B1 et B6. Le Tableau III.19 récapitule les
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 108 -
amplitudes de déplacement et de déformation appliquées, la déformation moyenne associée et le
nombre de cycles atteint.
L’essai a été stoppé pour les quatre maquettes à 106 cycles sans chute significative de la
force. Aucune fissuration n’est observée.
Remarque : la géométrie des maquettes associée au mode de chargement ne permet pas
d’augmenter davantage l’amplitude de déformation imposée sans risque de flambement de la
maquette.
Référence B6 B1 B4 B2 Pa (mm) ±0,47 ±0,7 ±0,8 ±0,9 εa (%) ±0,052 ±0,092 ±0,093 ±0,095 εm (%) 0,099 0,41 0,52 0,64
N (cycles) 106→ 106→ 106→ 106→
Tableau III.19 : synthèse des essais sur maquettes brutes
III. 4. 2. Maquettes soudées-arasées
Quatre maquettes soudées-arasées ont servi aux essais de fatigue. Les maquettes SA2 et
SA6 ont servi en plus à évaluer l’évolution des CR (paragraphe III. 2. 2. ).
Avant les essais, nous avons établi les courbes force-déformation. Deux zones ont été
instrumentées à l’aide de jauges, le métal d’apport et la ZAT. Elles correspondent à la zone
arasée.
Dans les deux cas, le comportement se stabilise rapidement. Les courbes force-
déformation en Figure III.18 montrent une différence de comportement entre le métal d’apport
et la ZAT.
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce m
axim
ale
(kN
)
a) Métal d’apport
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce m
axim
ale
(kN
)
b) ZAT
Figure III.18 : courbes force-déformation, maquettes soudées-arasées
La ZAT se déforme plus que le métal d’apport, elle atteint un niveau de déformation plus
grand pour une même force appliquée. On remarque, pour un chargement donné, une
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 109 -
plastification partielle de la ZAT, alors que le métal d’apport reste dans le domaine élastique. Le
matériau de la soudure possède des propriétés mécaniques plus élevées que la ZAT et le métal de
base. On observe une pente à l’origine plus élevée pour le métal d’apport.
Les essais sur maquettes soudées (arasées ou non) sont pilotés à partir des valeurs de
déformations relevées dans la ZAT, plus importantes.
Le module de Young, déterminé à partir des courbes précédentes est de l’ordre de
200 000 MPa pour le métal d’apport et 170 000 MPa pour la ZAT (identique au métal de base),
soit 19% plus élevé.
Cette différence de comportement mécanique entre les deux matériaux est appelé effet
mismatch. Généralement les joints soudés ont des caractéristiques mécaniques différentes de
celles du matériau de base. Ceci est dû à une légère différence de composition chimique, aux
phénomènes thermiques subis par le métal d’apport (fusion et trempe). Ces différences
engendrent au final des microstructures et des caractéristiques physiques et mécaniques
différentes.
Les conditions d’essai appliquées aux maquettes soudées-arasées lors des essais de fatigue
sont présentées dans le Tableau III.20.
Référence SA6 SA3 SA2 SA5 Pa (mm) ±0,63 ±0,9 ±0,96 ±1,08 εa (%) ±0,07 ±0,094 ±0,108 ±0,11
Tableau III.20 : conditions d’essai sur maquettes soudées-arasées
Maquette SA6 (εa=±0,07%)
Le critère d’arrêt principal n’est pas atteint à 106 cycles pour cette maquette. Aucune chute
significative de la force appliquée n’est constatée, ni aucun amorçage de fissuration.
Maquette SA3 (εa=±0,094%)
Suite aux résultats précédents, le déplacement imposé a été augmenté de 0,27 mm.
Le critère d’arrêt n’est pas atteint pour ce niveau de chargement et l’essai est arrêté à
106 cycles. Aucun endommagement n’est observé.
Maquette SA2 (εa=±0,108%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,35% et une
amplitude de 0,108%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 0,97 mm et une force
maximale de 7,5 kN.
Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 512 000 cycles (Figure III.19.a).
Pour cette configuration, le critère d’arrêt est atteint. L’analyse de l’endommagement sera réalisée
par la suite.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 110 -
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00,E+00 1,E+05 2,E+05 3,E+05 4,E+05 5,E+05 6,E+05
Nombre de cycles
For
ce m
axim
ale
(kN
)
a) Force
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,E+00 1,E+05 2,E+05 3,E+05 4,E+05 5,E+05 6,E+05
Nombre de cycles
Déf
orm
atio
n (%
)
b) Déformation
Figure III.19 : évolution de la force et la déformation en fonction du nombre de cycles, maquette SA2
Afin de s’assurer que la relation entre les déformations maximales et la force appliquée
reste linéaire, nous avons relevé les déformations maximales en fonction du temps.
La Figure III.19.b représente l’évolution de la déformation maximale donnée par la jauge
en ZAT en fonction du nombre de cycles. On remarque un comportement similaire à celui de la
force en fonction du nombre de cycles. La chute se produit pour le même nombre de cycles.
Ceci confirme que le pilotage en déplacement de vérin est similaire au pilotage en
déformation.
Maquette SA5 (εa=±0,11%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,15% et une
amplitude de 0,11%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 1,08 mm et une force
maximale de 7,8 kN.
Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 291 000 cycles (Figure III.20).
Pour cette configuration, le critère d’arrêt est atteint. L’analyse de l’endommagement sera réalisée
par la suite.
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00,E+00 5,E+04 1,E+05 2,E+05 2,E+05 3,E+05 3,E+05
Nombre de cycles
For
ce m
axim
ale
(kN
)
Figure III.20 : évolution de la force maximale en fonction du nombre de cycles, maquette SA5
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 111 -
L’augmentation de 2% à peine du chargement par rapport à la maquette SA2 engendre
une diminution de la durée de vie de 220 000 cycles.
Analyse des ruptures
L’analyse de la rupture des maquettes SA2 et SA5 montre que la fissuration s’est produite
dans la même zone. Celle-ci se situe en dehors de la zone arasée, recouvrant le métal d’apport et
la ZAT (Figure III.21).
Les sites d’amorçage sont sur une même génératrice de la maquette, où les contraintes
sont maximales. Puis les fissures se sont propagées selon la direction radiale des maquettes
(Figure III.22).
Les observations au microscope électronique à balayage révèlent des stries de fatigue sur
le faciès de rupture (Figure III.23).
Figure III.21 : zone d’amorçage des fissures
sur maquettes soudées-arasées
Figure III.22 : lignes d’amorçage
Figure III.23 : stries de fatigue, maquette SA2
Le Tableau III.21 récapitule l’ensemble des paramètres et des résultats des essais effectués
sur les maquettes soudées-arasées.
Amorçage de fissures
0,1 mm
10 µµµµm
1 mm
Sites d’amorçage
en peau externe
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 112 -
Référence SA6 SA3 SA2 SA5 Pa (mm) ±0,63 ±0,9 ±0,96 ±1,08 εa (%) ±0,07 ±0,094 ±0,108 ±0,11
N (cycles) 106→ 106→ 512 000 291 000
Tableau III.21 : synthèse des essais sur maquettes soudées-arasées
En résumé, les maquettes soudées-arasées n’ont pas fissuré pour des amplitudes de
déformation de 0,07 et 0,094%. Pour des amplitudes de 0,108 et 0,11%, la fissuration s’est
produite selon le critère d’arrêt retenu, respectivement à 512 000 et 291 000 cycles. Les fissures
apparaissent hors de la zone arasée.
III. 4. 3. Maquettes soudées
Quatre maquettes soudées ont servi aux essais de fatigue. Les maquettes S3 et S2 ont
servi en plus à suivre l’évolution des CR dans le temps. Une étude de vitesse de propagation de
fissure a également été réalisée avec la maquette S1.
Avant les essais, nous avons établi les courbes force-déformation dans le métal d’apport
et la ZAT. La Figure III.24 donne les lois de comportement expérimentales pour ces deux zones.
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
00,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce m
axim
ale
(kN
)
a) Métal d’apport
-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce m
axim
ale
(kN
)
b) ZAT
Figure III.24 : courbes force-déformation, maquettes soudées
On retrouve le même comportement global que celui des maquettes soudées-arasées :
- la courbe se stabilise rapidement, quelle que soit la zone,
- la ZAT se déforme plus que le métal d’apport, ses propriétés mécaniques sont plus
faibles,
- le module de Young est 20% plus élevé dans le métal d’apport que dans la ZAT.
Les conditions d’essai appliquées aux maquettes soudées sont présentées dans le Tableau
III.22.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 113 -
Référence S3 S1 S4 S2 Pa (mm) ±0,6 ±0,8 ±0,9 ±1,07 εa (%) ±0,07 ±0,085 ±0,094 ±0,121
Tableau III.22 : conditions d’essai sur maquettes soudées
Les quatre maquettes soudées ont fissuré avant 106 cycles. La Figure III.25 donne
l’évolution de la force maximale en fonction du nombre de cycles.
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
01 000 10 000 100 000 1 000 000
Nombre de cycles
For
ce m
axim
ale
(kN
)
Figure III.25 : évolution de la force maximale en fonction du nombre de cycles, maquettes soudées
Maquette S3 (εa=±0,07%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,081% et une
amplitude de 0,07%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 0,6 mm et une force
maximale de 5 kN. Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 375 000 cycles.
Maquette S1 (εa=±0,085%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,099% et une
amplitude de 0,085%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 0,8 mm et une force
maximale de 5,7 kN. Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 150 000 cycles.
Maquette S4 (εa=±0,094%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,128% et une
amplitude de 0,094%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 0,9 mm et une force
maximale de 6,8 kN. Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 95 000 cycles.
Maquette S2 (εa=±0,121%)
Le chargement est effectué avec un niveau moyen de déformation de 0,38% et une
amplitude de 0,121%. Ceci correspond à un déplacement du vérin de ± 1,07 mm et une force
maximale de 8,15 kN. Une chute de 25% de la force appliquée est observée à 53 000 cycles.
S3 S1
S2
S4
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 114 -
Remarque : comme pour les essais précédents, on vérifie que la relation entre les
déformations maximales et la force appliquée reste linéaire. la Figure III.26 représente l’évolution
de la déformation maximale donnée par la jauge en ZAT en fonction du nombre de cycles. On
remarque un comportement similaire à celui de la force en fonction du nombre de cycles. La
chute se produit pour le même nombre de cycles.
Ceci confirme que le pilotage en déplacement de vérin est similaire au pilotage en
déformation.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0 10 000 20 000 30 000 40 000 50 000 60 000 70 000
Nombre de cycles
Déf
orm
atio
n (%
)
Figure III.26 : évolution de la déformation en fonction du nombre de cycles, maquette S2
Analyse des ruptures
La rupture des quatre maquettes soudées s’est produite dans la même zone (Figure III.28,
zone différente pour les maquettes soudées-arasées). Cette zone, située en pied du cordon de
soudure, marque le changement de pente introduit par le cordon (Figure III.27).
Figure III.27 : macrographie de la fissure, maquette S3
26°
205 Hv
160 Hv
187 Hv
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 115 -
Les sites d’amorçage sont sur une même génératrice de la maquette. Les fissures se sont
propagées selon la direction radiale des maquettes.
Un examen au microscope n’a révélé aucun « chemin métallurgique » privilégié. L’angle de
rupture de pente au niveau de cette zone de pied de cordon de soudure est de l’ordre de 26±5°.
Les observations au microscope électronique à balayage révèlent des stries de fatigue sur
le faciès de rupture (Figure III.29).
Figure III.28 : zone d’amorçage des fissures
sur maquettes soudées
Figure III.29 : stries de fatigue, maquette S2
Le Tableau III.23 récapitule l’ensemble des paramètres et des résultats des essais effectués
sur les maquettes soudées.
Référence S3 S1 S4 S2 Pa (mm) ±0,6 ±0,8 ±0,9 ±1,07 εa (%) ±0,07 ±0,085 ±0,094 ±0,121
N (cycles) 375 000 150 000 95 000 53 000
Tableau III.23 : synthèse des essais sur maquettes soudées
Les quatre maquettes soudées ont fissuré. La durée de vie diminue avec le chargement
croissant. La fissuration s’est produite au niveau de la rupture de pente entre le cordon de
soudure et le métal de base. Cette zone de discontinuité géométrique importante est le siège d’une
concentration de contraintes.
10 µµµµm
Amorçage de
fissures
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 116 -
III. 4. 4. Propagation de fissure sur maquette soudée
Pour améliorer la connaissance du comportement à la rupture, une étude de propagation
de fissure a été réalisée sur la maquette soudée S1.
Cette étude, basée sur la loi de Paris, met en relation la vitesse de propagation de la fissure
da/dN (par rapport au nombre de cycles) et la variation d’amplitude du facteur d’intensité de
contraintes ∆K.
mKCdN
da ∆= ( III.1)
Cette loi est applicable dans le domaine de propagation stable des fissures (domaine II,
linéaire selon la Figure III.30).
Figure III.30 : représentation des domaines de vitesse de propagation des fissures
Nous cherchons à déterminer les coefficients C et m de la loi de Paris, caractéristiques du
matériau. La vitesse de propagation de la fissure da/dN est déterminée expérimentalement. La
variation d’amplitude du facteur d’intensité de contraintes ∆K est déterminée par modélisation
numérique : pour une profondeur de fissure donnée, un calcul par éléments finis en mécanique
de la rupture permet d’obtenir les valeurs de ∆K.
Expérimentalement, pour déterminer da/dN, la maquette S1 est équipée d’une jauge de
propagation de fissure. Celle-ci est positionnée sur le flanc de la maquette (Figure III.31), afin de
suivre la propagation de la fissure.
log ∆K
log d
a/dN
I
II
III
Seu
il K
c
Pro
pagation rapid
e →→ →→
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 117 -
Figure III.31 : site d’amorçage des fissures sur maquette soudée
Ce type de jauge est composé d’une grille avec plusieurs lignes parallèles (disposées
perpendiculairement au sens supposé de propagation de la fissure). Ces lignes se rompent quand
la fissure se propage, et la résistance électrique de la jauge augmente par pas. Cette augmentation
dépend du nombre de lignes rompues.
La Figure III.32 permet de déterminer de manière discrète la vitesse de propagation de la
fissure da/dN.
A partir de la Figure III.33 (représentation de log(da/dN) en fonction de log (∆K) avec
interpolation linéaire), on trouve les valeurs suivantes pour les coefficients de la loi de Paris :
C = 1,17.10-11
m = 2,26
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
115000 120000 125000 130000 135000 140000
Nombre de cycles
Rés
ista
nce
de la
jaug
e
log(da/dN) = 2,26.log(∆K) - 10,93
-4,1
-4
-3,9
-3,8
-3,7
3 3,05 3,1 3,15 3,2 3,25
log(∆K)
log(
da/d
N)
Figure III.32 : rupture des fils de la jauge de contrôle
d’évolution de la fissure, maquette S1
Figure III.33 : représentation de la loi de Paris
(domaine II de la propagation de la fissure)
Par intégration de la loi de Paris, on estime le nombre de cycles N1 entre l’amorçage de la
fissure et la rupture du premier fil de la jauge à grille (placé à une distance a1 = 1,4 mm du bord
de la maquette).
Zone de
fissuration jauge
à trame
0,255 mm
entre chaque fil
1,4 mm
du bord
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 118 -
∫ ∫ ∆=
1 1
0 0 )(
N a
mKC
dadN ( III.2)
Pour notre essai, on trouve N1 = 25 000 cycles, ce qui signifie que l’amorçage aurait eu
lieu pour une durée de vie de 94 000 cycles. La chute de 25% du chargement stabilisé a entraîné
l’arrêt de l’essai à 150 000 cycles, ce qui représenterait plus d’un tiers de la durée de vie en
propagation de fissure.
Conclusion sur les essais de fatigue
Le Tableau III.24 récapitule l’ensemble des paramètres et des résultats des essais de
fatigue.
Référence B6 B1 B4 B2 Pa (mm) ±0,47 ±0,7 ±0,8 ±0,9 εa (%) ±0,052 ±0,092 ±0,093 ±0,095 εm (%) 0,099 0,41 0,55 0,64
Brute
N (cycles) 106→ 106→ 106→ 106→
Référence S3 S1 S4 S2 Pa (mm) ±0,6 ±0,8 ±0,9 ±1,07 εa (%) ±0,07 ±0,085 ±0,094 ±0,121 εm (%) 0,081 0,099 0,128 0,38
Soudée
N (cycles) 375 000 150 000 95 000 53 000
Référence SA6 SA3 SA2 SA5 Pa (mm) ±0,63 ±0,9 ±0,96 ±1,08 εa (%) ±0,07 ±0,094 ±0,108 ±0,11 εm (%) 0,08 0,137 0,142 0,15
Configura
tion d
’épro
uve
tte
Soudée arasée
N (cycles) 106→ 106→ 512 000 291 000
Tableau III.24 : synthèse des paramètres et résultats d’essais de fatigue
Aucune maquette brute ne présente d’endommagement, quel que soit le chargement
appliqué.
Les quatre maquettes soudées ont fissuré. La durée de vie diminue avec le chargement
croissant. La fissuration s’est produite au niveau de la rupture de pente entre le cordon de
soudure et le métal de base. Cette zone de discontinuité géométrique importante est le siège d’une
concentration de contraintes.
Deux maquettes soudées-arasées n’ont pas fissuré et les deux autres ont fissuré. Les
maquettes qui n’ont pas fissuré ont été sollicitées avec des amplitudes de déformation de 0,07 et
0,094%. Pour des amplitudes de 0,108 et 0,11%, la fissuration s’est produite selon le critère
d’arrêt retenu, respectivement à 512 000 et 291 000 cycles. Les fissures apparaissent hors de la
zone arasée.
On constate que l’opération de soudage diminue la tenue en service des maquettes et
l’opération d’arasage l’améliore.
Chapitre III : Résultats expérimentaux
- 119 -
Conclusion du chapitre III
Les structures étudiées, en acier inoxydable austénitique 304L, sont toujours le siège de
champs de contraintes résiduelles. A l’état hypertrempé, ces contraintes résiduelles sont
majoritairement de compression en peau externe. L’opération de soudage modifie cet état de
contraintes résiduelles : le niveau et la répartition de ces contraintes varient en fonction de la zone
métallurgique du joint soudé étudiée (métal de base, ZAT, métal d’apport). On remarque des
changements importants de contraintes résiduelles en peau (dans la ZAT par exemple, elles
deviennent de l’ordre de 400 MPa). De même, la discontinuité géométrique en pied de cordon de
soudure génère des concentrations de contraintes élevées et néfastes à la tenue en service.
Les mêmes structures soudées, après parachèvement mécanique par arasage, sont le siège
de contraintes résiduelles de traction en peau pouvant atteindre des niveaux de l’ordre de
800 MPa. Les gradients de contraintes résiduelles en fonction de la profondeur sont très élevés
sur les 70 premiers microns et se stabilisent au-delà de 250 microns. L’opération d’arasage permet
par contre de réduire les coefficients de concentration de contraintes.
Des essais de fatigue spécifiques, permettant de restituer une distribution de contraintes
dans l’épaisseur proche de celle en service d’un tube sous pression et subissant un choc
thermique, sont menés sur différentes maquettes. Les essais sont conduits à déformation
imposée, avec un suivi de la charge et de la déformation dans le temps. Les critères d’arrêt
adoptés pour ces essais sont soit une durée de vie de 106 cycles sans endommagement, soit une
chute de 25% du chargement stabilisé.
Les maquettes brutes servant de référence n’ont pas fissuré (amplitude de déformation
maximale appliquée de 0,095%, sans risque de flambement). Les maquettes soudées ont fissuré
au niveau de la jonction métal de base – cordon de soudure. Cette zone de discontinuité
géométrique importante est le siège d’une concentration de contraintes. Ceci confirme le
caractère néfaste des soudures sans finition à la tenue en service.
Les maquettes soudées-arasées se comportent différemment. A des niveaux de
chargement faible (amplitude de déformation inférieure à 0,094%), on ne constate pas
d’endommagement avant 106 cycles. Pour les chargements plus élevés, la fissuration apparaît à un
nombre de cycles plus important que pour les maquettes brutes de soudage. Elle se produit hors
de la zone arasée.
Dans tous les cas de figure, l’opération de parachèvement mécanique par arasage s’avère
bénéfique à la tenue en service, malgré le niveau très élevé des contraintes résiduelles associées en
peau.
Une étude expérimentale de la vitesse de propagation de fissure est menée. En utilisant
des jauges de fissuration, couplées à un modèle numérique pour calculer les facteurs d’intensité
de contraintes, on obtient les paramètres de la loi de Paris associée.
Une analyse plus détaillée de l’influence des opérations de soudage et d’arasage, en
introduisant des facteurs de correction, fait l’objet du chapitre suivant.
- 120 -
- 121 -
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 122 -
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 123 -
IV. ANALYSE ET SYNTHESE
Introduction
Dans ce chapitre, on reprend les principaux résultats bibliographiques et expérimentaux,
sous forme de synthèse. Une dernière partie est dédiée à la détermination de facteurs de
correction pour l’évaluation et la prédiction de la durée de vie, en tenant compte des soudures et
du parachèvement mécanique. Pour cela nos résultats sont comparés, expérimentalement et
numériquement, aux courbes de référence obtenues sur éprouvettes polies du même matériau.
IV. 1. Synthèse bibliographique
Plusieurs auteurs se sont intéressés à l’influence des contraintes résiduelles sur la tenue en
service des structures. D’autres ont étudié plus spécifiquement l’influence des opérations de
parachèvement mécanique, qu’ils relient à l’état de surface et aux contraintes résiduelles associées.
L’effet de la contrainte moyenne sur la tenue en fatigue d’assemblages soudés a été étudié
sur différents aciers, à différentes températures, par [MIU06], [KIH99] et [XIA96]. Sonsino
[SON07] a étudié, sur des aciers de construction, l’influence et l’interaction du mode de
chargement (traction, flexion), son niveau moyen et la géométrie du joint, et a conclu que la
géométrie locale du cordon de soudure est l’élément essentiel qui permet d’améliorer la durée de
vie en fatigue.
[BLE03] montre que les opérations de parachèvement mécanique améliorent la tenue en
service, résultats confirmés par [LED07].
De nombreux travaux montrent que les contraintes résiduelles évoluent rapidement lors
des premiers cycles. [BLE03] vérifie que les contraintes résiduelles, sur des tubes en acier
inoxydable 316L, se stabilisent rapidement.
IV. 2. Synthèse des résultats expérimentaux
IV. 2. 1. Contraintes résiduelles
Le Tableau IV.1 récapitule les résultats de contraintes résiduelles déterminées en surface,
pour les trois configurations de maquette, avant et après cyclage.
L’étude des contraintes résiduelles avant et après cyclage montre une évolution très
rapide, sur les premiers cycles, et stable au cours du temps. On constate pour les maquettes
soudées (arasées ou non) que le niveau des contraintes résiduelles évolue plus dans la ZAT que
Chapitre III : Analyse et synthèse
- 124 -
dans le métal d’apport. La diminution de ce niveau, dans ce cas, est comprise entre 100 et
200 MPa.
Avant cyclage Après cyclage (stabilisation)
Brute -160±15 -5±14
MA -315±106 - ZAT 398±13 201±15 Soudée
MB 73±15 140±14
MA 670±8 627±12 ZAT 814±8 710±9
Maquette
Soudée-arasée
MB 73±15 140±14
Tableau IV.1 : synthèse des résultats de CR avant et après cyclage
L’opération de soudage engendre une modification de la distribution des contraintes
résiduelles sur toute la maquette. L’état de compression laisse place à un état de traction dans le
métal de base et la ZAT, et à un état de compression plus fort dans le métal d’apport.
L’augmentation du niveau des contraintes résiduelles est de l’ordre de 200 MPa dans la ZAT et
150 MPa dans le métal de base.
L’opération d’arasage modifie fortement l’état des contraintes résiduelles au niveau de la
ZAT et du métal d’apport, constituant la zone arasée. Cette zone présente un niveau de
contraintes résiduelles élevé (entre 600 et 700 MPa). En comparaison avec les résultats après
soudage, on constate, après stabilisation, une augmentation de 500 MPa dans la ZAT et 900 MPa
dans le métal d’apport.
La Figure IV.1 permet de visualiser l’influence de l’opération d’arasage dans l’épaisseur.
-200
0
200
400
600
800
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Profondeur (microns)
Con
trai
ntes
rés
idue
lles
circ
onfé
rent
ielle
s (M
Pa)
Brute hypertrempée arasée
Soudées arasées
Figure IV.1 : profils de contraintes résiduelles sur maquettes arasées
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 125 -
On constate une évolution très rapide des contraintes résiduelles sur les 70 premiers
microns (de 690 à 240 MPa pour les maquettes soudées-arasées). Entre 70 et 250 microns, cette
baisse se poursuit plus modérément (de 240 à 110 MPa). Au-delà et jusqu’à 800 microns de
profondeur, l’évolution des contraintes résiduelles est très faible. Le changement de signe se
produit à une profondeur plus grande.
On rappelle les conclusions pour les profils de contraintes résiduelles :
- une maquette à l’état brut est dans un état de compression sur au moins 700 microns de
profondeur,
- l’arasage a le même effet, quel que soit l’état initial de la structure parachevée (métal de
base ou métal d’apport initialement en compression, ou ZAT initialement en traction faible) et
génèrent des contraintes résiduelles de traction élevées sur une profondeur de 100 microns.
Les opérations d’arasage n’engendrent pas de transformation métallurgique (température
maximale atteinte de l’ordre de 350°C), par contre les niveaux de contraintes relativement élevés
peuvent être attribués à l’écrouissage mécanique associé à la présence de stries (concentration de
contraintes par effet d’entaille). Les épaisseurs écrouies correspondent aux zones de contraintes
résiduelles élevées.
Sur les assemblages soudés et soudés-arasés, les contraintes résiduelles seules ne suffisent
pas pour expliquer l’évolution de la tenue en service.
IV. 2. 2. Essais de fatigue
Le Tableau IV.2 récapitule l’ensemble des paramètres et des résultats des essais de fatigue.
Référence B6 B1 B4 B2 Pa (mm) ±0,47 ±0,7 ±0,8 ±0,9 εa (%) ±0,052 ±0,092 ±0,093 ±0,095 εm (%) 0,099 0,41 0,55 0,64
Brute
N (cycles) 106→ 106→ 106→ 106→
Référence S3 S1 S4 S2 Pa (mm) ±0,6 ±0,8 ±0,9 ±1,07 εa (%) ±0,07 ±0,085 ±0,094 ±0,121 εm (%) 0,081 0,099 0,128 0,38
Soudée
N (cycles) 375 000 150 000 95 000 53 000
Référence SA6 SA3 SA2 SA5 Pa (mm) ±0,63 ±0,9 ±0,96 ±1,08 εa (%) ±0,07 ±0,094 ±0,108 ±0,11 εm (%) 0,08 0,137 0,142 0,15
Configura
tion d
’épro
uve
tte
Soudée arasée
N (cycles) 106→ 106→ 512 000 291 000
Tableau IV.2 : synthèse des paramètres et résultats d’essais de fatigue
Chapitre III : Analyse et synthèse
- 126 -
Aucune maquette brute ne présente d’endommagement par fissuration à 106 cycles, quel
que soit le chargement appliqué.
Les quatre maquettes soudées ont fissuré et leur durée de vie diminue avec le chargement
croissant (Figure IV.2). La fissuration s’est produite au niveau de la rupture de pente entre le
cordon de soudure et le métal de base. Cette zone de discontinuité géométrique importante est le
siège de concentrations de contraintes.
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
01 000 10 000 100 000 1 000 000
Nombre de cycles
For
ce m
axim
ale
(kN
)
Figure IV.2 : évolution de la force maximale en fonction du nombre de cycles, maquettes soudées
Les maquettes soudées-arasées n’ont pas fissuré pour des amplitudes de déformation de
0,07 et 0,094%. Pour des amplitudes de 0,108 et 0,11%, la fissuration s’est produite selon le
critère d’arrêt retenu, respectivement à 512 000 et 291 000 cycles. Les fissures apparaissent hors
de la zone arasée, et se propage selon la direction radiale.
Les maquettes brutes, exemptes de contraintes résiduelles de traction en peau, présentent
les durées de vie les plus élevées. Les maquettes soudées, présentant des niveaux de contraintes
résiduelles de traction moyens en peau, ont les durées de vie les plus courtes. Les maquettes
soudées-arasées, malgré le niveau de contraintes résiduelles le plus élevé, présentent des durées de
vie supérieures aux précédentes.
Ceci s’explique par la combinaison des effets de discontinuité géométrique et des
contraintes résiduelles dans le phénomène de fissuration. En effet, malgré un niveau de
contraintes résiduelles plus faible, les discontinuités géométriques dans les maquettes brutes de
soudage entraînent une diminution importante de la durée de vie. L’opération d’arasage engendre
des contraintes résiduelles de traction plus élevées en peau et améliore la tenue en service par la
suppression des discontinuités géométriques.
S3 S1
S2
S4
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 127 -
IV. 3. Discussions
Evaluation de la durée de vie
Dans le domaine de la conception, les méthodes d’évaluation de durée de vie en fatigue
sont souvent basées sur l’utilisation de courbes ou de règles de design. Ces données sont issues
de courbes S-N moyennes expérimentales. Par exemple, dans le domaine nucléaire, elles sont
obtenues exclusivement à partir de résultats sur éprouvettes polies de laboratoire, avec un rapport
de contraintes de -1. Par application de facteurs correctifs de 20 sur les nombres de cycles et de
2 sur la contrainte appliquée, on dimensionne les structures réelles.
L’effet de la structure et du milieu sur le comportement en fatigue des composants est
considéré comme étant implicitement couvert par le conservatisme global des courbes de fatigue
et des méthodes de conception codifiées.
Pour notre étude, nous suivons la même démarche afin de comparer nos résultats
expérimentaux à ceux issus du retour d’expérience. Nous nous intéressons spécialement à
l’influence des opérations de soudage et d’arasage sur le positionnement de nos résultats.
Afin de prévoir la durée de vie des maquettes soudées et soudées-arasées, un modèle
éléments finis est développé. Ce modèle est calé sur les essais à l’aide des déformations données
par les jauges d’extensométrie. Ce modèle nous permet d’avoir accès à des grandeurs nécessaires
pour l’application de critères de fatigue.
Quatre critères sont ensuite évalués pour prédire la durée de vie. L’adaptation plastique
des maquettes intervenant très rapidement au cours des essais, seuls des critères de fatigue
polycycliques sans prise en compte des déformations plastiques sont utilisés.
Données en fatigue
La Figure IV.3 rassemble les résultats issus de nombreux essais uniaxiaux de fatigue, sur
éprouvettes polies et sous chargement purement alterné (R=-1). A partir de ces résultats
expérimentaux, une courbe de type Manson-Coffin est définie, elle permet de relier la variation
de déformation appliquée ∆ε au nombre de cycles à rupture N. Cette courbe est appelée « best-
fit » du métal de base.
Chapitre III : Analyse et synthèse
- 128 -
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
)
BDD expérimentaleBest-fit Métal de baseBest-fit Joint soudé
Jf
Figure IV.3 : courbes de Manson-Coffin pour matériau de base et joint soudé
Le code RCC-MR propose de déterminer les propriétés en fatigue des joints soudés à
partir de la courbe de Manson-Coffin du métal de base. Le rapport des variations de
déformations pour un même nombre de cycles à rupture est appelé coefficient de joint Jf :
emétaldebas
soudéjofJ
εε
∆∆
= int
Par exemple, ce coefficient est fixé par le code RCC-MR à 1,25 pour les soudures en acier
inoxydable austénitique 316L. Il est validé par [MAD01] à partir d’éprouvettes prélevées sur joint
soudé et polies, pour les faibles niveaux de chargement, à 600°C. Pour les chargements plus
importants (∆ε métal de base >0,8%), des valeurs plus élevées sont déterminées (de 1,6 à 2).
Ce coefficient doit permettre de prendre en compte la diminution de la tenue à la fatigue
due à la soudure par la présence de contraintes résiduelles, l’effet bimatériau ou encore la
dégradation des propriétés de fatigue de la ZAT.
Remarque : Les courbes contrainte-durée de vie sont obtenues à partir des courbes
précédentes en multipliant la déformation par le module d’Young (195 100 MPa dans ce cas).
Modèle éléments finis
Un modèle éléments finis volumique est défini sous Abaqus V6.7.
Les configurations brute de soudage et soudée-arasée sont étudiées. La géométrie de la
soudure est définie sur la Figure IV.4. Les comportements du métal de base et du métal d’apport
sont modélisés à l’aide d’une loi à écrouissage cinématique linéaire. Les paramètres de ces lois
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 129 -
sont obtenus à partir d’essais uniaxiaux monotones. L’adaptation plastique observée lors de l’essai
étant très rapide, elle ne nécessite pas l’utilisation de courbes cycliques.
Un déplacement vertical est appliqué au sommet de la maquette. Il correspond au
déplacement vertical du plateau-vérin (Figure IV.4).
Figure IV.4 : maillage et conditions aux limites
Le modèle est validé à l’aide des relevés de déformations fournies par les jauges. La Figure
IV.5 permet de comparer les déformations expérimentales (maquette soudée-arasée SA2) et les
déformations obtenues avec le modèle éléments finis, elle montre une bonne concordance entre
les deux modèles.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Déformation (%)
For
ce (
kN)
MA_EXP
MA_NUM
ZAT_EXP
ZAT_NUM
Figure IV.5 : comparaison des déformations expérimentales (maquette SA2) et numériques
Soudure
arasée
Soudure
brute
MA ZAT
Chapitre III : Analyse et synthèse
- 130 -
Comparaison avec les courbes de design
La Figure IV.6.a regroupe les courbes expérimentales et les courbes de conception de la
US Nuclear Regulatory Commission [NRC06] et de l’ASME [ASM07], pour l’acier inoxydable
austénitique 304L.
Nos résultats expérimentaux sont positionnés sur ces courbes, en Figure IV.6.b et Figure
IV.7. Les points avant correction sont représentés de manière pleine.
Pour les maquettes brutes, les essais ont été arrêtés à 106 cycles sans fissuration. Les
points correspondants sur la Figure IV.6.b se trouvent en réalité à des durées de vie plus élevées.
Aucune correction n’est apportée, les coefficients de correction doivent être égaux à 1.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
) courbes exp
courbes de conception
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
)
maquettes brutes
Figure IV.6 : courbes de fatigue (a) et résultats expérimentaux sur maquettes brutes (b)
Pour les maquettes soudées et soudées-arasées, les résultats expérimentaux avant
correction sont en majorité en-dessous des courbes de conception (Figure IV.7). Ce constat est
prévisible, étant donné que les courbes de référence sont déduites de résultats obtenus sur
éprouvettes lisses. En tenant compte des facteurs de correction proposés par le code RCC-M, ces
résultats (représentés par des symboles vides) se positionnent tous au-dessus des courbes de
conception. Ces facteurs de correction permettent de comparer des résultats obtenus sur des
maquettes à ces courbes de référence.
0,0
0,1
0,2
0,3
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
) maquettes soudées
avec correction
0,0
0,1
0,2
0,3
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
) maquettes SA
avec correction
Figure IV.7 : courbes de fatigue et résultats expérimentaux sur maquettes soudées (a) et soudées-arasées (b)
ASME
ASME NRC
NRC
a b
a b
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 131 -
La Figure IV.8 résume l’ensemble des courbes et des résultats expérimentaux de cette
étude.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08
Nombre de cycles
Am
plitu
de d
e dé
form
atio
n (%
)
courbes expcourbes de conceptionSoudésSoudés arasésBruts
Figure IV.8 : synthèse des courbes de fatigue et des résultats expérimentaux
Tous nos résultats d’essais de fatigue sur maquettes sont en bon accord avec les courbes
de conception.
On constate que les maquettes brutes ne subissent pas de fissuration jusqu’à 106 cycles.
Toutes les maquettes brutes de soudage ont fissuré, leur durée de vie diminue avec l’amplitude de
chargement. Les maquettes soudées-arasées ont un comportement intermédiaire.
Les durées de vie des maquettes soudées-arasées qui ont rompu sont plus importantes
que celles des maquettes brutes de soudage, pour un chargement donné. On peut conclure que
l’opération d’arasage améliore les performances de la structure soudée, malgré un niveau de
contraintes résiduelles de traction en peau plus élevé.
Remarques : la limite d’endurance des maquettes brutes et soudées-arasées se situe
probablement à εD=0,1%.
L’amélioration des propriétés en fatigue apportées par l’opération d’arasage a été
constatée par [LED07]. Les effets de la contrainte moyenne, du pré-endommagement et de l’état
de surface sur la limite d’endurance ont été étudiés dans le cadre d’un programme d’essais
uniaxiaux de fatigue menés sur l’acier 304L.
Cette étude a permis de comparer divers modes de parachèvements, comme le meulage,
le polissage et le tournage.
avec indices de correction
ASME
NRC
Chapitre III : Analyse et synthèse
- 132 -
Figure IV.9 : limite d’endurance en fonction de la contrainte moyenne pour différents types de parachèvement [LED07]
La Figure IV.9 montre qu’à contrainte moyenne nulle, les différents états de surface
induits par les traitements de parachèvement n’entraînent pas d’écart très important entre les
limites d’endurance. A contrainte moyenne positive croissante, l’état de surface joue un rôle,
particulièrement néfaste pour les échantillons meulés. En fatigue oligocyclique (εa=0,3%), le
rapport des durées de vie peut aller jusqu’à 3 entre les échantillons polis et meulés. A grand
nombre de cycles, les échantillons meulés sont également plus sensibles à un pré-
endommagement effectués en fatigue plastique (apparition préalable de fissures).
Cette étude montre qu’une soudure, une rugosité élevée, un niveau élevé de contrainte
moyenne et un pré-endommagement sont des facteurs aggravants en fatigue, d’où la nécessité
d’améliorer l’état de surface en arasant et en polissant si possible les soudures.
[BLE03] arrive aux mêmes constatations sur des plaques en acier 316L et en acier A42.
Coefficients de correction
Le code RCC-M définit dans le cadre de l’analyse des produits tubulaires des indices de
contraintes qui « expriment le rapport entre le comportement du composant étudié et le
comportement du tronçon de tuyauterie droite de référence soumis aux mêmes sollicitations ».
Les valeurs données sont des valeurs minimales à respecter lors de la conception.
Pour une soudure longitudinale bout à bout de tuyauterie droite soumise à des
sollicitations d’origine thermique, cet indice noté K3 vaut 1,1 si la soudure est arasée, et 1,7 si la
soudure est brute de soudage.
On applique une démarche similaire pour évaluer le rapport des amplitudes de
déformation, entre les différents états caractérisés en fatigue à grand nombre de cycles. Les
coefficients de correction déterminés dans cette étude sont :
Chapitre IV : Analyse et synthèse
- 133 -
- pour le passage des éprouvettes polies aux maquettes brutes (valable uniquement pour
les faibles chargements (εa<0,1%), limite d’endurance similaire) :
K éprouvette → maquette brute = 1
- pour le passage des éprouvettes polies aux maquettes brutes de soudage :
K éprouvette → maquette soudée = 2
- pour le passage des maquettes brutes aux maquettes soudées-arasées :
K éprouvette → maquette soudée arasée = 1,38
Dans la mesure où notre étude est réalisée dans des conditions expérimentales plus
sévères, nos coefficients de correction sont légèrement plus élevés que les indices de contraintes
donnés par le code RCC-M.
- 134 -
- 135 -
Conclusion générale et perspectives
- 136 -
Conclusion générale et perspectives
- 137 -
Conclusion générale
Les travaux de recherche présentés dans ce rapport concernent la tenue en service des
assemblages soudés en acier inoxydable austénitique 304L. Des maquettes de géométrie
spécifique permettent d’obtenir une distribution des contraintes dans l’épaisseur de la structure,
proches de celle rencontrée en service dans une tuyauterie soumise à une pression interne et à un
choc thermique.
Une étude comparative est menée afin d’évaluer l’influence des soudures et du
parachèvement mécanique sur la tenue en service. Ces opérations sont caractérisées par les
contraintes résiduelles et les états de surface associés. Ces contraintes résiduelles sont déterminées
en peau et par leur profil dans l’épaisseur, à l’aide de la méthode de diffraction des rayons X,
complétée par la méthode du perçage incrémental.
Des essais de fatigue en flexion sur maquettes spécifiques sont menés afin de caractériser
l’influence des opérations précédentes sur la durée de vie des structures. Les essais sont réalisés à
déformation moyenne imposée, avec un contrôle de la force appliquée en fonction du temps. Le
critère d’arrêt retenu est soit une chute de 25% de la charge stabilisée, soit une durée de vie de
106 cycles sans fissuration. Une partie des essais sert aussi à étudier l’évolution des contraintes
résiduelles lors du cyclage.
Les résultats obtenus sont confrontés aux courbes de conception de référence. Une
analyse complémentaire est menée sur les facteurs de correction.
L’objectif de ces travaux est de caractériser l’influence des contraintes résiduelles et des
opérations de parachèvement mécanique sur la tenue en service de ces assemblages soudés.
Un premier chapitre bibliographique a permis de faire le point des connaissances sur le
matériau, son comportement au soudage et en fatigue, et l’influence des contraintes résiduelles et
des opérations de parachèvement.
Cette recherche bibliographique a montré que, pour l’acier 304L, très peu de données
sont disponibles sur la fatigue à grand nombre de cycles et à température ambiante.
La soudure introduit des hétérogénéités de structure et de comportement, et constitue
une zone potentielle d’initiation de fissure. Les procédés de parachèvement des soudures peuvent
engendrer des champs de contraintes résiduelles non-négligeables et des concentrations de
contraintes pouvant réduire la durée de vie des structures.
Le deuxième chapitre, dédié à la démarche expérimentale, présente les procédures et les
moyens expérimentaux mis en place. Toutes les techniques de caractérisation des matériaux, d’un
point de vue mécanique et métallurgique sont données. Les techniques d’obtention des maquettes
sont décrites, et les méthodes de détermination des contraintes résiduelles sont détaillées. La
campagne d’essais de fatigue est précisée, avec les paramètres de contrôle et d’arrêt des essais.
Le troisième chapitre présente les principaux résultats de contraintes résiduelles et de
tenue en service. Les contraintes résiduelles sont déterminées, par méthode de diffraction des
Conclusion générale et perspectives
- 138 -
rayons X en peau, pour toutes les maquettes (brutes, soudées, soudées-arasées), à l’état initial. Le
suivi de l’évolution des contraintes résiduelles est réalisé lors des essais de fatigue. Il montre que
les contraintes résiduelles sont redistribuées au bout d’une dizaine de cycles. Le profil des
contraintes résiduelles est déterminé par les méthodes de diffraction des RX et du perçage
incrémental.
Une analyse métallurgique et mécanique permet de compléter la caractérisation des
matériaux. Les états de surface, avant et après arasage, sont caractérisés par leur rugosité.
La tenue en service est caractérisée par les essais de fatigue, les différentes configurations
(brutes, soudées, soudées-arasées) sont étudiées à des niveaux de chargement différents.
L’objectif de cette partie est d’évaluer l’influence des opérations de parachèvement mécanique et
des contraintes résiduelles sur la tenue en service. Une étude spécifique est consacrée à la vitesse
de propagation de fissure sur une maquette soudée.
Les maquettes brutes sont le siège de champs de contraintes résiduelles de compression
en peau. Elles ont une durée de vie supérieure à 106 cycles dans nos conditions d’essai. Pour les
maquettes brutes de soudage, les contraintes résiduelles sont de traction en peau et peuvent
atteindre des niveaux élevés. Elles présentent des durées de vie faibles, dépendant de l’amplitude
du chargement. Cette diminution de la tenue en service peut être attribuée principalement à la
discontinuité géométrique au niveau du pied de cordon de soudure. Les maquettes soudées-
arasées présentent une durée de vie plus grande que les maquettes brutes de soudage, malgré des
contraintes résiduelles de traction en peau plus élevées. Cette amélioration peut être attribuée à
l’amélioration de l’état de surface en pied de cordon.
Le dernier chapitre est consacré à l’analyse et la synthèse des résultats. Il reprend les
principaux résultats obtenus et les compare, expérimentalement et numériquement, aux courbes
de conception d’usage dans le domaine nucléaire. Les facteurs de correction sont définis pour
permettre le passage éprouvette-structure, lors de l’évaluation et la prédiction de la durée de vie.
Perspectives de l’étude
Un des principaux résultats de l’étude porte sur la compétition entre les contraintes
résiduelles de traction en peau et les effets géométriques (concentration de contraintes
résiduelles) sur la durée de vie des structures. Afin de compléter l’investigation dans ce domaine,
on propose de poursuivre l’étude selon les directions suivantes :
- influence des opérations de polissage ou de toilage sur la durée de vie,
- influence de l’orientation des stries de parachèvement,
- étude d’autres types d’assemblages soudés.
Les matériaux de base et d’apport, ainsi que les procédés de soudage, ont une influence
certaine sur la durée de vie. L’étude peut être complétée en modifiant les matériaux et les
propriétés mécaniques globales du joint soudé (effet de mismatch).
Conclusion générale et perspectives
- 139 -
Nos résultats se situent dans la zone 105-106 cycles des courbes de fatigue, il peut être
intéressant de compléter l’étude dans le domaine oligocyclique ou à très grand nombre de cycles.
Les prédictions de durée de vie sur les maquettes soudées ont été réalisées en utilisant les
données en fatigue du métal de base corrigée par le facteur Jf. Ce coefficient englobe les effets
dus à la présence de la soudure à savoir les contraintes résiduelles, les modifications des
propriétés mécaniques de la ZAT ou encore la présence de défauts dans la soudure. Il serait
intéressant d’appréhender ces différents effets indépendamment à savoir :
- l’ajout des contraintes résiduelles mesurées à la contrainte moyenne dans les critères de
fatigue. Actuellement, la contrainte moyenne prend en compte uniquement la contrainte
moyenne de fonctionnement et la contrainte résiduelle du cycle stabilisé.
- La détermination des propriétés de fatigue de la ZAT. Pour cela, un matériau « structure
équivalente » (même structure microscopique et même dureté que la ZAT) peut être simulé par
un traitement thermique. Des essais de fatigue sur éprouvettes permettront de déterminer les
propriétés en fatigue pour cette structure équivalente. Ces propriétés seront utilisées dans les
critères de fatigue.
- La présence de défauts dans la soudure peut être prise en compte dans le modèle éléments
finis. Ce type d’approche permettrait de déterminer une taille critique de défauts à comparer avec
les capacités des méthodes de détection de défauts.
Il serait également intéressant d’utiliser des critères énergétiques de fatigue qui permettent de
prendre en compte des facteurs influents comme la multiaxialité des chargements, ou encore le
gradient de contraintes dans l’épaisseur, très important dans le cas de nos maquettes. L’étude
pourra être complétée par des essais avec différents rapports de contraintes dans l’épaisseur.
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